Diseño de un reactor qímico para la fabricación de 9000 toneladas anuales de resina de poliuretano

DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 1 G. Diseño de la agitación Índice G. Diseño de la agitación ........................................................................................................... 1 G.0. Glosario ............................................................................................................................ 3 G.1. Introducción ..................................................................................................................... 4 G.2. Consideraciones del proceso y la influencia de la agitación en VR-01 ..................... 4 G.3. Estado actual de la agitación: doble turbina Rushton ................................................. 5 G.3.1. Geometría de la agitación actual: doble turbina Rushton ........................................ 6 G.3.2. Obtención de la potencia del agitador: doble turbina Rushton ............................... 7 G.3.2.1. Estudio de la potencia en VR-01(2) – Fase de cooking del prepolímero .............. 8 G.3.2.2. Estudio de la potencia en VR-01(3) – Adición de Acetato de etilo y enfriamiento del prepolímero ........................................................................................................................ 9 G.3.2.3. Estudio de la potencia en VR-01(4) – Extensión de cadena ................................ 10 G.3.3. Obtención de los coeficientes de convección para la doble turbina Rushton ..... 13 G.3.3.1 Estudio de los coeficientes de convección en VR-01(2) – Cooking del prepolímero ............................................................................................................................ 13 G.3.3.3. Estudio de los coeficientes de convección en VR-01(4) – Extensión de cadena ................................................................................................................................................. 16 G.4. Nueva propuesta de agitación: Ekato Paravisc © ...................................................... 18 G.4.1. Geometría de Ekato Paravisc © ................................................................................. 19 G.4.2. Obtención de la potencia del agitador: Ekato Paravisc © ...................................... 21 G.4.2.1. Estudio de la potencia en VR-01(2) – Fase de cooking del prepolímero ............ 22 G.4.2.2. Estudio de la potencia en VR-01(3) – Adición de acetato de etilo y enfriamiento del prepolímero ...................................................................................................................... 22 G.4.2.3. Estudio de la potencia en VR-01(4) – Extensión de cadena ................................ 23 G.4.3. Obtención de los coeficientes de convección para Ekato Paravisc © .................. 25 G.4.3.1. Estudio de los coeficientes de convección en VR-01(2) – Cooking del prepolímero ............................................................................................................................ 25 G.4.3.2. Estudio de los coeficientes de convección en VR-01(3) – Adición de acetato de etilo y enfriamiento ................................................................................................................ 26 G.4.3.3. Estudio de los coeficientes de convección en VR-01(4) – Extensión de cadena ................................................................................................................................................. 27 G.5. Comparativa entre los agitadores ................................................................................ 27 G.5.1. Comparativa de potencia ........................................................................................... 28 G.5.2. Comparativa de los coeficientes de convección .................................................... 30 G.5.3. Conclusiones .............................................................................................................. 32 Pág. 2 Anexos G-K G.6. Diseño de la agitación en VT-01 ................................................................................... 33 G.6.1. Parámetros geométricas turbina Rushton ............................................................... 33 G.6.2. Obtención de la potencia en VT-01 ........................................................................... 34 G.6.2.1. Estudio de la potencia en VT-01(1): mezcla PPG y acetato de etilo de cooking ................................................................................................................................................. 34 G.6.2.2. Estudio de la potencia en VT-01(2): Acetato de etilo de dilución ....................... 35 G.6.2.3. Estudio de la potencia en VT-01(3): Hexametilendiamina y etanol de capping . 36 G.6.3. Obtención de los coeficientes de convección en VT-01 ......................................... 37 G.7. Selección de los motores ............................................................................................. 38 G.8. Selección de los reductores ......................................................................................... 41 G.9. Selección de los variadores de velocidad ................................................................... 41 G.10. Bibliografía ................................................................................................................... 43 DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 3 G.0. Glosario T: diámetro del cilindro de VR-01 [m]; temperatura del prepolímero [ºC] H: altura del cilindro de VR-01 [m] h2: altura del fondo elipsoidal [m] t1: espesor cilindro VR-01 [mm]; temperatura del agua de enfriamiento [ºC] t2: espesor fondo inferior VR-01 [mm] t3: espesor fondo superior VR-01 [mm] ρ: densidad [kg·m-3] Cp: capacidad calorífica [kJ·kg-1·ºK-1] λ: conductividad térmica [W·m-1·ºK-1] C1: distancia al fondo [m] ΔC: distancia entre turbinas [m] C2: distancia turbina superior a superficie libre [m] D: diámetro disco exterior [m] d: diámetro disco interior [m]; diámetro Ekato Paravisc © [m] a: ancho de la pala [m] b: diámetro del eje [m] h: altura de la pala [m]; coeficiente de convección [W·m-2·ºK-1] w: ancho del deflector [m]; grosor de la pala [m] L: altura agitador [m] Kp: constante de potencia [-] C: constante de transferencia de calor [-] N: velocidad de giro del agitador [rpm] P: potencia del agitador [W] Nr: número de cintas del agitador helicoidal [-] f: frecuencia [Hz] p: número de polos [-] i: relación de reducción [-] M: cantidad de materia en VR-01 [kg] θ: tiempo de enfriamiento [min] Números adimensionales Número de Reynolds: !" =!·!·!! ! Número de Prandtl: !" =!!·! ! Número de potencia: !" =! !·!!·!! Número de Nusselt: !" =!·! ! Número de viscosidad: !" =!! !! Pág. 4 Anexos G-K G.1. Introducción La preparación de mezclas de líquidos, sólidos y gases es una parte esencial de la mayoría de los procesos de producción en las industrias químicas, cubriendo todas las etapas del proceso desde la preparación de los reactivos hasta la mezcla final de los productos acabados. El equipo usado depende de la naturaleza de los materiales y del grado de mezcla requerido. A menudo se asocia con otras operaciones, tales como la reacción y la transferencia de calor. Cabe destacar que las operaciones de mezclado se llevan a cabo frecuentemente como procesos en discontinuo. La selección y correcta especificación de los equipos que destinados a esta operación, los agitadores, es de suma importancia por sus impacto directo sobre el proceso. Los parámetros que deben especificarse en el momento del diseño son, básicamente, los relacionados con la geometría del mismo, su consumo de potencia y los parámetros relacionados con la transferencia de calor (coeficiente de convección en el líquido). Para llevar a cabo el diseño de la agitación se utilizarán datos obtenidos de la bibliografía y correlaciones para determinar estos parámetros respectivamente en el caso del agitador actual y de la nueva propuesta. Finalmente se compararán en distintos aspectos y se escogerá uno de los dos. Cabe destacar que para el estudio se evaluará el comportamiento de los agitadores en las condiciones extraídas de la operación actual. G.2. Consideraciones del proceso y la influencia de la agitación en VR-01 Para caracterizar la agitación y decidir sobre el tipo de agitador a utilizar es necesario presentar el escenario en el que se va a desarrollar el uso del agitador. Como se ha comentado anteriormente, el cuello de botella del proceso es el período de enfriamiento del prepolímero, es decir, la etapa VR-01(3), en la que ya se ha realizado la adición del disolvente extra para llevar a la concentración deseada el prepolímero. En esta situación se consideran las siguientes propiedades de mezcla: Propiedad Valor Densidad ρ (kg·m-3) 1.045,1357 Capacidad calorífica Cp (kJ·kg-1·ºK-1) 2,1512 Conductividad térmica λ (W·m-1·ºK-1) 0,1622 Tabla G. 1. Resumen propiedades etapa VR-01(3) La viscosidad del producto quedó determinada de forma experimental (tal y como se ha presentado en el Anexo D. Estimación de propiedades) y su dependencia con la temperatura queda reflejada mediante la Ec. G.1: DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 5 !=0,0266 ·! !"!# ! (Ec. G.1) Donde la temperatura T está dada en grados Kelvin (ºK) y la viscosidad en centipoises (cP). Así como las propiedades de densidad, capacidad calorífica y conductividad térmica se considerarán constantes, se utilizará la ecuación G.1 para ver como evoluciona la viscosidad a medida que se enfría el prepolímero. El problema de la agitación se centrará básicamente en el tanque de reacción, VR-01, y es necesario tener en cuenta las dimensiones del mismo, que quedan recogidas en la siguiente tabla (Anexo F. Diseño mecánico de los recipientes a presión): Parámetro geométrico (m) Valor Diámetro del cilindro T 2,1625 Altura del cilindro H 2,7227 Radio mayor del fondo elipsoidal r1 1,9463 Radio menor del fondo elipsoidal r2 0,3676 Altura del fondo elipsoidal h2 0,5406 Espesor cilindro t1 0,0150 Espesor fondo inferior t2 0,0150 Espesor fondo superior t3 0,0120 Tabla G. 2. Resumen dimensiones geométricas tanque VR-01 Además, tras analizar las curvas de operación actuales, se pueden distinguir tres etapas diferenciadas en cuanto viscosidad (que es lo que determina en la mayoría de los casos la potencia que debe comunicarse al agitador) y se decide estudiar cada una de ellas por separado para cada tipo de agitador. Estas corresponden a la fase de cooking del prepolímero VR-01(2), la fase de enfriamiento VR-01(3) y la fase de extensión de cadena VR-01(4). VR- 01(1) quedará fuera del estudio debido a que simplemente se debe cargar materia prima y no es necesario agitar. G.3. Estado actual de la agitación: doble turbina Rushton Como se ha visto en el Anexo C. Desarrollo de la Operación, se ha estado utilizando un agitador doble de tipo turbina Rushton en un único tanque y a una velocidad constante de 65 rpm. Este agitador proporciona una buena mezcla pero no así una buena transferencia de calor, factor que hace aumentar mucho los tiempos de enfriamiento y de calentamiento que hay a lo largo del proceso. En el Anexo D. Estimación de propiedades puede verse esto reflejado en las curvas de operación obtenidas experimentalmente (por ejemplo, el enfriamiento del prepolímero se lleva a cabo en casi tres horas). Aunque no es tan crítico desde el punto de vista de calidad de producto (este agitador ya asegura una buena mezcla y sólo impacta sobre el tiempo que se está operando), si que lo es desde el punto de vista de la capacidad de Pág. 6 Anexos G-K producción de la planta y de su consumo final. Es por ello que se decide investigar un nuevo modelo de agitador para reducir los tiempos del reactor y de esta manera, obtener una mayor capacidad de producción sin aumentar demasiado el consumo de potencia. De la comparativa entre ambos se extraerán conclusiones que permitirán seleccionar y especificar el agitador que ofrezca mejor compromiso con los objetivos mencionados. G.3.1. Geometría de la agitación actual: doble turbina Rushton En la actualidad se dispone de un agitador con dos turbinas Rushton montadas sobre un mismo eje y con cuatro deflectores en el tanque. A continuación se ofrece un resumen de las relaciones geométricas típicas para esta clase de agitadores [G-1]: Ilustración G. 1. Relaciones dimensionales turbina Rushton FDT Cabe comentar que distancia entre ambas turbinas es de 0,7 veces el diámetro del tanque (0,7T) [G-1] y que la distancia entre la turbina superior y la superficie libre del líquido y entre la turbina inferior y el fondo del tanque tiene el mismo valor e igual a 1/3T. Considerando que el diámetro del tanque es de 2,1625 metros, se puede especificar a nivel geométrico las características de la agitación: Parámetro geométrico (m) Valor C1 (distancia al fondo) 0,7210 ΔC (distancia entre turbinas) 1,5138 C2 (distancia turbina superior a superficie libre) 0,7210 D (diámetro disco exterior) 0,7210 d (diámetro disco interior) 0,5408 a (ancho de la pala) 0,1803 b (diámetro del eje) 0,1442 DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 7 h (altura de la pala) 0,1442 w (ancho del deflector) 0,2163 Tabla G. 3. Resumen dimensiones geométricas doble turbina Rushton G.3.2. Obtención de la potencia del agitador: doble turbina Rushton Los requerimientos de potencia transferida al eje de un agitador se pueden estimar usando la siguiente ecuación generalizada adimensional, su deducción viene dada en [G-7]: !!=!! !" (Ec. G.2) Donde Np es el número de potencia, Re el número de Reynolds y Kp la constante que relaciona ambos números y que es característica de las dimensiones del agitador. Según [G-13] el valor de Kp para este tipo de agitador es de 75; este valor es para una sola turbina Rushton y se debe corregir para poder ser aplicado al presente caso. En [G-12] se expone que en función de la distancia entre las turbinas, la potencia consumida puede aumentar entre 1,5 y 2,4 veces su valor. Teniendo en cuenta la definición de Np, se puede aplicar este factor corrector a Kp y obtener el valor real del agitador. Se decide utilizar el valor más restrictivo de los anteriormente citados: !!,!"#$ =2,4·!!,!"#$%& =2,4·75 =180 (Ec. G.3) Si se tiene esto en cuenta, es posible desarrollar una ecuación que permita obtener la potencia del agitador P (en W) en función de la velocidad de giro del agitador N y de la viscosidad del producto µ: !!= !! !" ⇒ ! !·!!·!!= !! !·!·!! ! ⇒!=!!·!·!!·!! !·!·!! ! =!!·!·!·!!·!! !·!·!!⇒ !=!!·!·!!·!!!![!] (Ec. G.4) Expresión generalizada, que se puede particularizar en función de Kp y de la viscosidad. Para llevar a cabo el estudio de la potencia consumida por este agitador es necesario evaluar cada una de las etapas mencionadas anteriormente, véase VR-01(2), VR-01(3) y VR-01(4), donde la viscosidad es el parámetro que varía enormemente y determinará la selección de la velocidad de agitación para obtener un compromiso con la potencia consumida. Pág. 8 Anexos G-K G.3.2.1. Estudio de la potencia en VR-01(2) – Fase de cooking del prepolímero En esta etapa, como se ha comentado en anexos anteriores, la viscosidad se eleva desde valores muy bajos hasta casi 8.000 cP, debido a las reacciones de polimerización que unen las moléculas de MDI con las moléculas de PPG2000. Los valores de viscosidad en función del tiempo se presentan en el siguiente gráfico: Gráfico G. 1. Viscosidad etapa VR-01(2) Como se ve, la viscosidad se dispara en apenas cincuenta minutos, con lo que el consumo de potencia se elevará de la misma manera. Se decide fijar la velocidad del agitador a 150 rpm y, teniendo en cuenta que el diámetro del agitador es 0,7210 m y que el valor de la constante de potencia Kp es 180, se grafica la potencia requerida P en función del tiempo: Gráfico G. 2. Potencia [kW] del agitador Rushton durante VR-01(2) 0,00 1000,00 2000,00 3000,00 4000,00 5000,00 6000,00 7000,00 8000,00 9000,00 25 35 45 55 65 75 Viscosidad [cP] Tiempo [min] Viscosidad en VR-01(2) Viscosidad 0,0000 0,5000 1,0000 1,5000 2,0000 2,5000 3,0000 3,5000 0 30 34 39 45 52 69 81 Potencia [kW] Tiempo [min] Potencia VR-01(2) Potencia VR-01 DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 9 Como se puede observar en el gráfico (que se ha obtenido con la ayuda de una hoja de cálculo de Excel), la potencia es directamente proporcional a la viscosidad de la mezcla que hay en el interior del tanque. Al final del anexo se adjunta la tabla con los datos recogidos de los cálculos. Es necesario comentar que la potencia máxima que requiere este tipo de agitador durante la fase de cooking del prepolímero es de 3,1624 kW, que considerando el volumen de líquido que hay en el interior del tanque (4,7440 m3), ofrece un ratio máximo de P/V de 0,6666 kW·m-3. G.3.2.2. Estudio de la potencia en VR-01(3) – Adición de Acetato de etilo y enfriamiento del prepolímero En esta etapa del proceso de fabricación se realiza, en el último estadio de VR-01(2) una comprobación del %NCO libre que existe en el seno del líquido y una vez alcanzado el valor necesario, una adición en caliente del disolvente que viene de VT-01, que permite rebajar la viscosidad y enfriar con mayor facilidad el prepolímero para llevarlo a la siguiente fase del proceso de fabricación, la extensión de cadena. Tras la adición, la viscosidad cae hasta aproximadamente unos 300 cP, que comparada con la anterior viscosidad de 7.500 cP de la fase final del prepolímero, permite invertir una potencia de agitador menor. Se ofrece a continuación el gráfico de la viscosidad en función del tiempo de esta etapa: Gráfico G. 3. Viscosidad en VR-01(3) Se evoluciona desde un valor de aproximadamente 300 cP hasta casi 1.000 cP a medida que el prepolímero pierde temperatura. Teniendo en cuenta esta evolución y fijando la velocidad de 0,00 200,00 400,00 600,00 800,00 1000,00 1200,00 1400,00 1600,00 1800,00 85 135 185 235 Viscosidad [cP] Tiempo [min] Viscosidad VR-01(3) Viscosidad Pág. 16 Anexos G-K Como se puede observar en el gráfico anterior, el coeficiente de convección disminuye lentamente a medida que la temperatura va bajando. El valor máximo, que se da justo al principio del enfriamiento es de 200,4651 W·m-2·ºK-1 y el mínimo valor 146,7205 W·m-2·ºK-1. De manera que promediando aritméticamente, el valor medio del coeficiente de convección es de 174,2632 W·m-2·ºK-1, que es más elevado que en la etapa anterior, con lo cual se extraerá la energía con mayor facilidad. G.3.3.3. Estudio de los coeficientes de convección en VR-01(4) – Extensión de cadena En esta etapa se produce la reacción entre las cadenas de prepolímero y la diamina, dando lugar al polímero final. El avance de la reacción se puede seguir midiendo el %NCO libre y mediante la viscosidad, que aumenta a medida que las moléculas se unen. En este caso, como el proceso debe ser lo más isotermo posible para favorecer la reacción de la diamina, se procede a mostrar directamente el cálculo del coeficiente de convección a velocidad de 150 rpm: Gráfico G. 13. Coeficiente de convección h en VR-01(4) Como se puede observar, en este caso, el coeficiente es más bajo todavía que en VR-01(3), alcanzando un mínimo de 101,8894 W·m-2·ºK-1 y un máximo de 153,0767 W·m-2·ºK-1. El promedio aritmético durante esta etapa es de 110,0270 W·m-2·ºK-1. Determinados para todas las etapas de interés los coeficientes de convección en el seno del líquido se procede a presentar la nueva alternativa de agitación y el cálculo de los coeficientes pertinentes. 0,0000 50,0000 100,0000 150,0000 200,0000 270 280 290 300 310 320 330 340 Coeficiente h [W/m2·K] tiempo [min] Coeficiente h VR-01(4) Coeficiente h VR-01(4) DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 17 G.3.3.4. Estudio de los coeficientes de convección en VR-01(5) – Capping y dilución Finalmente, en esta etapa se añade el etanol de capping y de dilución. La temperatura se mantiene constante e igual a 25ºC en el momento de llevar a cabo la reacción. Por ello, se procede a mostrar directamente el cálculo del coeficiente de convección para esta etapa, teniendo en cuenta que la velocidad de agitación es constante e igual a 150 rpm: Gráfico G. 14. Coeficiente h en VR-01(5) Como se puede observar, dado que la viscosidad en este estadio también es constante, el coeficiente de convección también lo es y tiene un valor de 94,9369 W·m-2·ºK-1. 92,0000 93,0000 94,0000 95,0000 96,0000 97,0000 98,0000 99,0000 100,0000 345 350 355 360 365 370 375 Coeficiente h [W/m2·K] tiempo [min] Coeficiente h VR-01(5) Coeficiente h VR-01(5) Pág. 18 Anexos G-K G.4. Nueva propuesta de agitación: Ekato Paravisc © Una vez analizada la agitación actual, se procedió a investigar otros tipos de agitadores del tipo cintas helicoidales, debido a que este tipo de agitadores se utilizan cuando las viscosidades son elevadas (cómo en la fase del prepolímero y en la extensión de cadena). Tras consultar la bibliografía disponible sobre el tema y contrastando los datos encontrados con comentarios cruzados sobre la agitación utilizada en otras plantas que fabrican productos similares, se decidió investigar un modelo concreto de agitador [G-11, G-2, G-3] que en una primera aproximación ofrece un buen grado de mezcla y facilita la transferencia de calor por encima de otros agitadores del mismo tipo. El modelo de agitador es un modelo comercial que se puede encontrar en el mercado y que es comercializado por la empresa alemana Ekato. El nombre del modelo es Ekato Paravisc © y según sus fabricantes ofrece todas las prestaciones anteriormente mencionadas. Teniendo en cuenta que la información disponible para el cálculo y especificación del mismo no ha sido facilitada por el proveedor se ha decidido extraer de publicaciones científicas y de la bibliografía técnica disponible tanto las relaciones geométricas existentes en este modelo [G-4], así como las correlaciones para determinar la potencia [G-1] y la transferencia de calor [G-2, G-3]. Se asume el hecho de que los resultados del análisis de este tipo de agitador con la información encontrada pueden diferir ligeramente con la realidad, y se aceptan los resultados del estudio como buenos en una primera aproximación, debiendo entrar más en detalle para analizar aspectos fluidodinámicos, aspectos que quedan fuera del alcance de este proyecto. A continuación se muestra el modelo comercial actual: Ilustración G. 2. Modelo CAD de Ekato Paravisc (c) Como se puede observar en la ilustración G.2. el agitador es un híbrido entre un áncora y una DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 19 doble hélice. Esto resulta útil porque el áncora barre el fondo del recipiente y las hélices de encargan de distribuir el fluido, renovando el que está en contacto con la pared. G.4.1. Geometría de Ekato Paravisc © Para encontrar los parámetros dimensionales básicos se ha decidido tomar las relaciones geométricas utilizadas en [G-1] y contrastarlas con los valores habituales para agitadores de este tipo. En [G-2] se utiliza el modelo comercial de Ekato Paravisc con los siguientes parámetros geométricos especificados: Parámetro geométrico [m] Valor Diámetro del tanque 0,3460 Diámetro agitador 0,3200 Altura del tanque 0,4430 Grosor palas 0,0320 Paso de hélice 0,5600 Altura agitador 0,3400 Tabla G. 4. Resumen parámetros geométricos Ekato Paravisc [G-2] Para el ancho de las palas se ha consultado [G-1], de donde se extraen las siguientes relaciones geométricas: Parámetro geométrico [m] Valor Diámetro del tanque 0,1600 Diámetro agitador 0,1420 Ancho de las palas 0,0200 Tabla G. 5. Resumen parámetros geométricos Ekato Paravisc [G-1] Generalmente, para obtener conclusiones sobre dos estudios distintos hechos con el mismo agitador pero con tamaños distintos, se procede a comprobar la similitud geométrica [G-10], para poder extrapolar resultados. Se calculan los ratios de los distintos parámetros geométricos respecto al diámetro del agitador y se comprueba si estos ratios son similares en ambos estudios. Aparte de la similitud geométrica existe la similitud dinámica o cinemática; como norma, es bueno intentar que se cumplan el mayor número de similitudes cuando se pretende extrapolar los resultados de un estudio al otro, para asegurar la máxima fiabilidad de los resultados obtenidos. A continuación se muestran los ratios obtenidos para [G-2] y [G-1]. Pág. 20 Anexos G-K Ratio [-] Valor T/d 1,0813 d/d 1,0000 H/d 1,3844 w/d 0,1000 p/d 1,7500 L/d 1,0625 Tabla G. 6. Ratios [G-2] Y procediendo de la misma manera para [G-1]: Ratio [-] Valor T/d 1,1268 d/d 1,0000 a/d 0,1408 Tabla G. 7. Ratios [G-1] Los ratios en común son del mismo orden y se consideran lo suficientemente similares como para poder mezclar datos de ambos estudios y para poder realizar el escalado al tanque de proceso VR-01. Se modificará ligeramente el ratio de la altura del recipiente para hacerlo coincidir con lo que se ha proyectado en el Anexo F. Diseño mecánico de los recipientes a presión. Sabiendo el diámetro del tanque (2,1625 m) es posible encontrar el diámetro del agitador d y de ahí, el valor del resto de parámetros geométricos. Los ratios de diseño son: Ratio [-] Valor Paramétro geométrico [m] Valor T/d 1,0813 T 2,1625 d/d 1,0000 d 2,000 H/d 1,3614 H 2,7227 w/d 0,1000 w 0,2163 p/d 1,7500 p 3,5000 L/d 1,0625 L 2,1250 a/d 0,1408 a 0,2816 Tabla G. 8. Resumen ratios y parámetros geométricos de diseño Para comprobar la concordancia con la realidad de los ratios anteriormente calculados, se procede a consultar [G-4, G-8] donde se recogen explicaciones de los ratios y de su influencia en la potencia necesaria para el agitador. Además, son contrastados con trabajos de Delaplace, Nagata y Takahashi. Los ratios propuestos por estos autores para agitadores de tipo cintas helicoidales son los que siguen: DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 21 1,012 ≤! !≤1,380 ! 0,07 ≤! !≤0,22 0,32 ≤! !≤2,16 0,88 ≤! !≤1,30 !!=1!!!2 Se puede ver que todos los ratios propuestos para el diseño de Ekato Paravisc caen dentro de los propuestos por Delaplace. G.4.2. Obtención de la potencia del agitador: Ekato Paravisc © De la misma manera que en el caso de la doble turbina Rushton, existen correlaciones que permiten estimar la potencia necesaria. Siguiendo el modelo de ecuación (Ec. G.4) es posible calcular la potencia del agitador [G-1, G-2, G-3 y G-4], aunque para ello es necesario conocer el valor de Kp. Por suerte, en [G-1] se establece una correlación que, en función de los parámetros geométricos permite obtener el valor de Kp (aunque en [G-1] el producto ensayado tiene una densidad que oscila entre 1.320 kg·m-3 y 1.423 kg·m-3 y una viscosidad entre 0,03 Pa·s y 68,3 Pa·s, de manera que se considera que es aplicable a Angelus). Se muestra a continuación: !!=66 ·!! !,!" ·0,5·! ! −1 !!,!" ·!! ! !!,!! ·! ! (Ec. G.7) Que si se evalúa para los valores anteriormente calculados: !!=66 ·(2)!,!" ·0,5· 2,1625 2 −1 !!,!" ·! 3,5000 2 !!,!! · 2,1250 2 =248,4570!≅250 Con lo que el valor para Kp será tomado como 250, para redondear y facilitar los cálculos. Para este tipo de agitadores existen los valores de Kp varían desde 180 hasta 400, con lo cual el valor obtenido es del orden de magnitud habitual para estos equipos. Con este cálculo, queda especificada la ecuación que permite calcular la potencia del agitador. Se procurará que el consumo no supere los 20 kW de potencia. Pág. 22 Anexos G-K G.4.2.1. Estudio de la potencia en VR-01(2) – Fase de cooking del prepolímero Los perfiles de viscosidad en este estadio son los mismos que para la doble turbina Rushton, aunque en este caso se ha decidido implementar una rampa de velocidad en vez de mantener la velocidad constante, para no disparar el consumo del agitador. Esta rampa de velocidad obliga a utilizar un variador de frecuencia para poder variar la velocidad a la que gira el agitador, cosa que es un aspecto desfavorable en cuanto a la implementación de la operación. Esto se puede observar en el siguiente gráfico: Gráfico G. 15. Potencia y velocidad en VR-01(2) Como se ve, el consumo del agitador es mucho mayor que con la doble turbina Rushton, llegando casi a un máximo de 16 kW, lo cual representa un consumo cinco veces mayor. Se alcanza un ratio de potencia específica P/V de 3,1619 kW·m-3. G.4.2.2. Estudio de la potencia en VR-01(3) – Adición de acetato de etilo y enfriamiento del prepolímero Esta etapa, como se ha comentado con anterioridad, es la limitante en cuanto a tiempo se refiere y la que si se disminuyese permitiría aumentar la capacidad de producción de la planta. Cabe destacar que de las casi siete horas de proceso, casi dos terceras partes se invierten en enfriar el prepolímero, con lo que la reducción del tiempo de enfriamiento en esta etapa implica un gran ahorro de tiempo y capacidad para producir más producto. 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0,0000 2,0000 4,0000 6,0000 8,0000 10,0000 12,0000 14,0000 16,0000 18,0000 0 30 34 39 45 52 69 81 velocidad [rpm] Potencia [kW] Tiempo [min] Potencia y velocidad Ekato en VR-01(2) Potencia VR-01(2) Velocidad [rpm] DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 23 A continuación se muestra el consumo de potencia habiendo mantenido constante la velocidad del agitador (150 rpm) y en función del tiempo: Gráfico G. 16. Potencia en VR-01(3) De la misma manera que en VR-01(2) el consumo evoluciona desde los 4 kW hasta casi los 12 kW, que se ha considera suficiente potencia consumida. La potencia específica máxima alcanzada durante esta etapa es de 2,1263 kW·m-3. G.4.2.3. Estudio de la potencia en VR-01(4) – Extensión de cadena En esta etapa del proceso y tras la adición de la diamina, es necesario refrigerar para mantener la temperatura constante y lo más próxima a 35ºC, para favorecer la reacción de la misma con el prepolímero. En el gráfico G.17. se pueden observar tanto el incremento de la potencia a medida que aumenta la viscosidad así como el valor de la rampa de velocidad que se ha introducido en el agitador. Esto es así, para no sobrepasar los 20 kW, como se ha comentado anteriormente. Con los valores de velocidad de agitación se alcanza una potencia máxima de 16,5458 kW, siendo en este momento el valor de la potencia específica de 2,8909 kW·m-3. 0,0000 2,0000 4,0000 6,0000 8,0000 10,0000 12,0000 14,0000 85 105 125 145 165 185 205 225 245 265 Potencia [kW] tiempo [min] Potencia Ekato VR-01(3) Potencia VR-01(3) Pág. 24 Anexos G-K Gráfico G. 17. Potencia y velocidad en VR-01(4) G.4.2.4. Estudio de la potencia en VR-01(5) – Capping y dilución En esta etapa se añade desde VT-01(4) el etanol para capping y dilución, rebajando la viscosidad y permitiendo operar a un régimen de giro mayor. A continuación, se muestra el gráfico de potencia frente a tiempo con una velocidad de giro constante e igual a 85 rpm. En este punto se tiene una potencia 17,6611 kW y una potencia específica de 1,8356 kW·m-3. Gráfico G. 18. Potencia Ekato VR-01(5) 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0,0000 2,0000 4,0000 6,0000 8,0000 10,0000 12,0000 14,0000 16,0000 18,0000 270 275 280 285 290 295 300 305 310 315 320 325 330 335 340 Velocidad [rpm] Potencia [kW] tiempo [min] Potencia y velocidad Ekato en VR-01(4) Potencia VR-01(4) Velocidad [rpm] 0,0000 2,0000 4,0000 6,0000 8,0000 10,0000 12,0000 14,0000 16,0000 18,0000 20,0000 345 350 355 360 365 370 375 Potencia [kW] tiempo [min] Potencia Ekato VR-01(5) Potencia VR-01(5) DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 25 G.4.3. Obtención de los coeficientes de convección para Ekato Paravisc © Para obtener los coeficientes de transferencia de calor de Ekato Paravisc © para cada una de las etapas de interés a lo largo del proceso se acude a la bibliografía para obtener una correlación que permita obtenerlo en función de parámetros adimensionales. Ésta se ha obtenido de [G-2] para régimen turbulento y se detalla a continuación: !" =!·! ! =0,266 ·!"!/!·!"!/!·!"!,!" (Ec. G.8) En una primera aproximación, uno podría pensar que siendo el coeficiente C menor que en el caso de la doble turbina Rushton y siendo los exponentes de los números adimensionales iguales, que este agitador tuviera un coeficiente de convección menor y que por ende, no transfiriera correctamente la energía. El principal parámetro que afecta al coeficiente de convección (a velocidad constante y con la viscosidad del fluido constante) es el diámetro del agitador, que impacta directamente sobre el número de Reynolds. El agitador está prácticamente en contacto con la pared del tanque, con lo que permite mover el líquido que está en contacto con la misma, hecho que para la doble turbina Rushton es más complicado. A continuación se procede al estudio de las distintas etapas del proceso teniendo en cuenta la (Ec. G.8). G.4.3.1. Estudio de los coeficientes de convección en VR-01(2) – Cooking del prepolímero Siguiendo el procedimiento aplicado en la doble turbina Rushton y teniendo en cuenta la rampa de velocidades de agitación que se tiene, se procede al cálculo de los coeficientes: Gráfico G. 19. Coeficiente de convección h & Velocidad VR-01(2) 0,0000 50,0000 100,0000 150,0000 200,0000 250,0000 300,0000 0 30 34 39 45 52 69 81 Coeficiente h [W/m2·K] tiempo [min] Coeficiente h Ekato VR-01(2) Coeficiente h VR-01 Pág. 32 Anexos G-K !!"#$% = !" ! !−!! ! !−!! !·! ! !·!! ·! !·! !·!!−1 ! !·! !·!! = !" 12℃ −73℃ 12℃ −35℃ ·1!!"# 60!! 10,725 !" !·4184 ! !" ·°! 6342!!" ·2151,4! !" ·°! ·! !"",!"#$ ! !!·°!·!",!"!! !!" !·!"#! ! !"·°!−1 ! !"",!"#$ ! !!·°!·!",!"!! !!" !·!"#! ! !"·°! !!"#$% =37,3625!!"# Lo que supone una diferencia de 12,1942 minutos entre uno y otro, siendo la reducción de tiempo de un 25%. Además, se podrían optimizar estos tiempos de enfriado si, por ejemplo, se cambiase la temperatura del agua de refrigeración de 12ºC a 6ºC (lo que se conoce como chilled water). Desde el punto de vista de la transferencia de calor se ve que el modelo de agitador óptimo es Ekato Paravisc © debido a que es capaz de transmitir mayor cantidad de energía a la pared del tanque para ser evacuada por el líquido refrigerante, lo cual implica una reducción en los tiempos de proceso y un aumento intrínseco de la seguridad (basada en el diseño del agitador) que permitiría evacuar con mayor facilidad una reacción descontrolada. G.5.3. Conclusiones Tras analizar con detenimiento ambos agitadores, se llega a la conclusión de que pese a que el consumo de potencia sea más elevado en el caso de Ekato Paravisc ©, éste es el agitador más adecuado para el proceso de fabricación de Angelus; su reducción del tiempo de enfriado y su mayor transferencia de calor aportan una mayor capacidad de producción del producto y una mayor seguridad desde el punto de vista de diseño. Si bien es cierto que su alto consumo respecto al de la doble turbina Rushton actual es una desventaja, se sacrifica este aspecto en aras de las ventajas citadas anteriormente. Además, el consumo eléctrico en una planta de este tipo finalmente, supone sólo un ligero aumento de los costes de las utilities, siendo superado por el coste del vapor o de las materias primas. DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 33 G.6. Diseño de la agitación en VT-01 La demanda de agitación en el tanque de premezcla VT-01 son mucho menos severas que en VR-01, ya que no hay existen cambios en la viscosidad y ésta es baja. Con lo cual, se puede seleccionar una turbina Rushton como el agitador a utilizar para llevar a cabo las distintas etapas de VT-01. Desde el punto de vista de potencia, ésta será mucho menor que la obtenida para VR-01, ya que el volumen de líquido es menor y las propiedades de mezcla (viscosidad y densidad) son también menores en todas las etapas. G.6.1. Parámetros geométricas turbina Rushton En este caso, no es necesario emplear una doble turbina Rushton y con solamente emplear una se reduce el consumo de potencia por parte del agitador. Las relaciones geométricas que se emplearán son las encontradas en [G-1], tal y como se emplearon en el cálculo del agitador en VR-01. Cabe destacar el hecho de que en este caso, debido a que sólo se necesita una turbina y no se ha planteado el uso de un agitador especial, el tanque contará con los pertinentes deflectores de corriente (evitando así la vorticidad generada durante la agitación); el cálculo de las tensiones que deben soportar los mismos quedan fuera del alcance de este proyecto. A continuación se ofrece una tabla resumen de los parámetros geométricos del agitador empleado en VT-01: Parámetro geométrico (m) Valor C (distancia al fondo) 0,5483 D (diámetro disco exterior) 0,5483 d (diámetro disco interior) 0,4113 a (ancho de la pala) 0,1371 b (diámetro del eje) 0,1097 h (altura de la pala) 0,1097 w (ancho del deflector) 0,1645 Tabla G. 11. Resumen parámetros geométricos turbina Rushton VT-01 Pág. 34 Anexos G-K G.6.2. Obtención de la potencia en VT-01 Para obtener la potencia en cada una de las etapas de VT-01 se ha decidido, debido a que no existen cambios en la viscosidad y que la velocidad de agitación será constante en cada una de las etapas, utilizar las correlaciones facilitadas por [G-9] de donde es posible obtener el número de potencia a partir del número de Reynolds (no se tiene en cuenta el valor de Kp obtenido para el agitador anterior en VR-01). El gráfico del que se habla es el que sigue: Gráfico G. 25. Np en función de Re para 7 tipos de agitadores El de interés para el proyecto actual es el agitador que sigue la curva 1 del Gráfico G.22, siendo la relación entre la altura de la pala y el diámetro del disco el mismo que el calculado anteriormente. G.6.2.1. Estudio de la potencia en VT-01(1): mezcla PPG y acetato de etilo de cooking En esta etapa se cargan en VT-01 las cantidades citadas en el anexo B. Cálculo de la capacidad de producción y cálculos estequiométricos, de PPG y de acetato de etilo. Estas se llevarán a temperatura de consigna, unos 35ºC. Las propiedades de mezcla de ambas sustancias se han calculado anteriormente en el anexo D. Estimación de propiedades, a continuación se ofrece un resumen: Etapa η (Pa·s) ρ (kg·m-3) CP (kJ·kg-1·ºK-1) λ (W·m-1·ºK-1) VT-01(1) 0,04577 1.027,8254 2,3489 0,1786 Tabla G. 12. Resumen propiedades etapa VT-01(1) DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 35 Como las propiedades no cambian es posible calcular el número de Reynolds en el que se haya la mezcla, fijando la velocidad de agitación a 100 rpm. Si aplicamos la definición del número de Reynolds que se encuentra en G.0. Glosario: !" = 1.027,8254 !" !!·100!!"# !"# ·1!!"# 60!!·(0,4113!m)! 0,04577!!" !·! =6.327,3198 Si utilizamos este valor para entrar al gráfico G.22 y obtener el número de potencia Np obtenemos que éste tiene un valor aproximado de 4,9. Recordando la definición del mismo, podemos obtener la potencia consumida: !" = ! !·!!·!!⇒!=!" ·!·!!·!!=4,9·1.027,8254 !" !!· 100!!"# !"# · 1!!"# 60!! ! ·0,4113!m! !=274,4448!!=0,2744!!" Como vemos, la potencia consumida por el agitador es mucho menor que en VR-01. Los factores que influyen en esta potencia son la menor velocidad de agitación (para no crear problemas de estabilidad en el recipiente por exceso de velocidad), una viscosidad baja y una superficie de contacto de agitador-líquido menor. G.6.2.2. Estudio de la potencia en VT-01(2): Acetato de etilo de dilución En esta etapa, se añade directamente acetato de etilo puro en VT-01, y se lleva a temperatura de adición de 73ºC. Este etapa comienza en cuanto se ha añadido a VR-01 la mezcla preparada en VT-01(1). Las propiedades de esta etapa son las del acetato de etilo puro: Etapa η (Pa·s) ρ (kg·m-3) CP (kJ·kg-1·ºK-1) λ (W·m-1·ºK-1) VT-01(2) 0,00045 897,0000 1,9340 0,1356 Tabla G. 13. Resumen propiedades en VT-01(2) En esta etapa del proceso se ha seleccionado una velocidad de agitación mucho más baja, debido a que no existe necesidad de mezclar ningún componente. Una agitación ligera, del orden de los 50 rpm facilita la transferencia de calor para esta etapa, sin disparar el consumo de potencia. Si calculamos el número de Reynolds: !" = 897,0000 !" !!·50!!"# !"# ·1!!"# 60!!·(0,4113!m)! 0,00045!!" !·! =252.905,6966 Pág. 36 Anexos G-K El valor del número de Reynolds es de un orden superior al de la etapa anterior, con lo que entrando al gráfico G.22 vemos que queda fuera de escala, pero como las curvas en régimen turbulento se comportan de forma asintótica, podemos extraer que el valor de Np es de 5,6. Con este valor, podemos calcular la potencia que requiere el agitador: !=!" ·!·!!·!!=5,6·897,0000 !" !!· 50!!"# !"# · 1!!"# 60!! ! ·0,4113!m! !=34,2161!!=0,0342!!" La potencia necesaria para esta etapa es muy pequeña, debido a que el agitador no tiene apenas dificultad para girar dentro del fluido, siendo la cantidad de acetato de etilo también menor. G.6.2.3. Estudio de la potencia en VT-01(3): Hexametilendiamina En la penúltima etapa de fabricación que se tiene en VT-01, se añade la hexametilendiamina será cargada a temperatura de 35ºC a VR-01, para realizar la extensión de cadena y dando lugar a Angelus. Las propiedades de mezcla quedan resumidas en la siguiente tabla: Etapa η (Pa·s) ρ (kg·m-3) CP (kJ·kg-1·ºK-1) λ (W·m-1·ºK-1) VT-01(3) 0,00150 840,0000 2,5370 0,1560 Tabla G. 14. Resumen propiedades VT-01(3) Fijando la velocidad en 100 rpm, calculamos el número de Reynolds: !" = 840 !" !!·100!!"# !"# ·1!!"# 60!!·(0,4113!m)! 0,00150!!" !·! =157.889,8440 Que como en el caso anterior, queda fuera de escala y se asume un valor aproximado de 5,6 para Np. Si procedemos al cálculo de la potencia: !=!" ·!·!!·!!=5,6·840,000 !" !!· 100!!"# !"# · 1!!"# 60!! ! ·0,4113!m! !=256,3345!!=0,2563!!" DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 37 G.6.2.4. Estudio de la potencia en VT-01(3): Etanol capping y dilución En la última etapa de fabricación que se tiene en VT-01, se añade el etanol que será cargado a temperatura de 25ºC a VR-01, para realizar el capping y dando lugar a Angelus. Las propiedades de mezcla quedan resumidas en la siguiente tabla: Etapa η (Pa·s) ρ (kg·m-3) CP (kJ·kg-1·ºK-1) λ (W·m-1·ºK-1) VT-01(4) 0,00110 789,0000 2,4680 0,1882 Tabla G. 15. Resumen propiedades VT-01(3) Fijando la velocidad en 100 rpm, calculamos el número de Reynolds: !" = 789 !" !!·100!!"# !"# ·1!!"# 60!!·(0,4113!m)! 0,00110!!" !·! =207.128,0376 Que como en el caso anterior, queda fuera de escala y se asume un valor aproximado de 5,6 para Np. Si procedemos al cálculo de la potencia: !=!" ·!·!!·!!=5,6·789,000 !" !!· 100!!"# !"# · 1!!"# 60!! ! ·0,4113!m! !=!"#,!!"#!!=!,!"##!!" G.6.3. Obtención de los coeficientes de convección en VT-01 Para obtener el valor de los coeficientes de convección para cada una de las etapas se procede a utilizar la misma correlación utilizada en el cálculo para VR-01 de la doble turbina Rushton, dado que el modelo de agitador es el mismo, encontrándose la diferencia en la duplicidad del mismo. Como ya se han calculado tanto los números de Reynolds como las velocidad de agitación (que son constantes en cada etapa) se procede a calcular el resto de números adimensionales necesarios (Prandtl y número de viscosidad) para poder calcular el coeficiente de convección. Cabe decir que como la viscosidad no cambia, el número de viscosidad Vi se considerará constante e igual a la unidad. Pág. 38 Anexos G-K Los cálculos para cada etapa de los números adimensionales y del coeficiente de convección quedan resumidos en la siguiente tabla: Etapa Re (-) Pr (-) Vi (-) Nu (-) h (W·m-2·ºK-1) VT-01(1) 6.327,3235 602,35 1,00 2.221,72 241,22 VT-01(2) 252.905,6966 7,13 1,00 5.919,54 487,96 VT-01(3) 157.889,8440 24,39 1,00 6.515,16 617,85 VT-01(4) 207.128,0376 14,08 1,00 6.501,23 743,79 Tabla G. 16. Resumen números adimensionales y coeficientes de convección en VT-01 Estos son los valores que se emplearán en el cálculo de la transferencia de calor en el apartado correspondiente. G.7. Selección de los motores El motor es uno de los componentes principales del sistema de agitación pues es el que suministra la potencia necesaria para el mezclado. Existen diversos tipos de motores que se utilizan para la agitación: los motores hidráulicos, las turbinas de aire, los motores diesel y los motores eléctricos son los principales [G-9]. De todos estos los más comunes y más ampliamente utilizados son los motores eléctricos. Los motores eléctricos pueden ser de muchos tipos y se pueden calcular según su tamaño, potencia, amperaje, voltaje, velocidad de giro, frecuencia, grado de protección que tengan, etc. No es el objetivo de este proyecto iniciar una discusión sobre estos aspectos y es por ello que basándose en la bibliografía consultada [G- 9] se escoge un motor eléctrico trifásico de inducción y de jaula de ardilla para ambos tanques de proceso. Si bien es cierto que en uno y otro la potencia necesaria es distinta, un punto en común de ambos es la necesidad de asegurar su correcto funcionamiento dentro de una atmósfera explosiva, siendo necesario que estos motores tengan la certificación ATEX con los protocolos de prueba, ensayos y verificaciones de que cumplen con la directiva correspondiente (para más información de las mismas consultar el anexo I. Seguridad y medioambiente). Un detalle importante que se debe tener en cuenta es que cada uno de los motores especificados requerirá la correspondiente placa de identificación donde aparezcan todas las características del mismo, de manera que sea posible identificar rápidamente todos los parámetros importantes del diseño de ese motor. La mayoría de motores poseen una placa como la que se muestra a continuación: Ilustración G. 3. Motor con sello mecánico DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 39 Ilustración G. 4. Ejemplo de placa identificativa de un motor El arranque del motor seleccionado se realiza mediante arrancadores electrónicos que permiten un arranque suave. Estos arrancadores consisten en un convertidor estático, generalmente de tiristores, que permiten el arranque del motor con aplicación progresiva de tensión, de modo que se limita la corriente y el par de arranque. Para determinar que motores se deben seleccionar se deben tener en cuenta dos parámetros básicos, la potencia nominal requerida y la velocidad máxima de giro del agitador (en rpm). Se resume a continuación las potencias máximas de cada uno de los agitadores y sus velocidades máximas de giro: Agitador Potencia nominal (kW) Velocidad giro (rpm) VR-01 (Ekato Paravisc ©) 20,0000 150 VT-01 (Turbina Rushton) 0,2744 100 Tabla G. 17. Resumen potencias y velocidades de giro de los agitadores Esta potencia es la que se debe suministrar directamente al eje, con lo cual se debe tener en cuenta de que en la transformación de energía mecánica del motor a energía mecánica del agitador siempre existen pérdidas. El rendimiento habitual para este tipo de transformaciones es de aproximadamente un 95%, con lo que: !!"!!" = 20!!" 0,95 =21,0526!!" !!"!!" = 0,2744!!" 0,95 =0,2888!!" Pág. 40 Anexos G-K Estas dos potencias son las que se usarán para diseñar los motores. Los motores de inducción de corriente alterna suelen funcionar alrededor de la velocidad de sincronismo (no más allá de un 2-3% de diferencia de la misma), que se calcula en función del número de polos del motor y de la frecuencia de la corriente que se le aplica [G-9]. Para una corriente a 50 Hz se tienen las siguientes velocidades de sincronismo (en función del número de polos): !=120 ·! ! (Ec. G.10) Número de polos Velocidad (rpm) 2 3.000 4 1.500 6 1.000 8 750 Tabla G. 18. Velocidad de sincronismo típicas La relación de reducción i se define como el cociente entre la velocidad angular de entrada al reductor, en este caso la velocidad de sincronismo del motor, y la velocidad de salida de éste, en este caso, la velocidad angular del agitador. Quedando para cada agitador: Agitador Número de polos Velocidad sincronismo (rpm) Relación de reducción (-) VR-01 2 3.000 20 4 1.500 10 6 1.000 6,6667 8 750 5 VT-01 2 3.000 30 4 1.500 15 6 1.000 10 8 750 7,5 Tabla G. 19. Relaciones de reducción Con estos datos es posible, mediante búsqueda en catálogo [G-16] fijando para uno y otro la velocidad de sincronismo deseada. Para Ekato Paravisc © se selecciona una velocidad de sincronismo de 1000 rpm (6 polos) y para la turbina Rushton de 750 rpm (8 polos). Consultando el catálogo y teniendo en cuenta las potencias de diseño y que se escogerá el valor de potencia inmediatamente superior al calculado se seleccionan los siguientes motores: DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 41 Código Potencia (kW) Velocidad (rpm) Mn (N·m) !! !! (-) !!á! !! (-) J (kg·m-2) Peso (kg) M3JP 200MLB 22 983 213 3,2 3,2 0,43 320 M3JP 90SLC 0,55 695 7,5 2,2 2,4 0,0037 52 Tabla G. 20. Tabla resumen parámetros motores G.8. Selección de los reductores Como se ha podido observar, los motores de corriente alterna de inducción funcionan a un régimen nominal de vueltas y para adaptar dicha velocidad a la velocidad requerida en el proceso es necesario reducirla mediante el uso de un reductor. Reductores los hay de muchos tipos, siendo los más comunes para este tipo de aplicaciones los reductores de engranajes dado que presentan relaciones de transmisión constantes e independientes de la carga, tienen dimensiones reducidas y elevado rendimiento y poseen gran seguridad de funcionamiento; no obstante, tienen un coste elevado, generan ruido y requieren mantenimiento, sobre todo con su lubricante. De la bibliografía [G-9] se establece que el dentado del reductor será de tipo helicoidal. Para determinar el reductor a utilizar se decide consultar [G-18] y seleccionar, en función de la potencia de entrada y de la velocidad de salida, un reductor. En este caso se obtiene: Código Potencia (kW) Velocidad entrada (rpm) Velocidad salida (rpm) Relación de reducción i (-) Momento útil Mn (N·m) C45T2 30.00 22 1.470 165 8,91 1.224 C00T2 0,75 0,55 1.420 104 13,60 50 Tabla G. 21. Resumen parámetros reductores G.9. Selección de los variadores de velocidad Un variador de velocidad es un dispositivo que permite controlar la velocidad rotacional de un equipo. En el caso particular de un motor de corriente alterna este dispositivo recibe el nombre de variador de frecuencia dado que regula la frecuencia de alimentación al motor. Sus siglas en inglés son VFD (Variable Frequency Drive). Estos serán usados para variar la velocidad del agitador en cada una de las etapas en uno y otro equipo de proceso (VR-01 y VT-01) y de esta manera, controlar perfectamente las condiciones de agitación dentro de los mismos. El uso de este tipo de dispositivos ofrece ventajas en cuanto a producción, ya que permite Pág. 48 Anexos G-K H.2. Equipos de transferencia de calor Como se ha comentado anteriormente existen dos grandes grupos de equipos de transferencia de calor [H-1, H-2], a saber: • Intercambiadores de calor • Encamisados en equipos de proceso Las diferencias entre unos y otros son grandes en cuanto a nivel de diseño, pero a nivel conceptual se trata del mismo fenómeno, expuesto mediante la (Ec. H.1). Algún detalle constructivo de los mismos se puede apreciar en la ilustración H.1: Ilustración H. 1. Intercambiador de calor de tubos y carcasa (izquierda) y encamisados (derecha) [H-3] En el proceso actual se utiliza un encamisado de tipo media caña para realizar la transferencia de calor. Básicamente, la refrigeración del polímero en las fases en las que éste experimenta reacciones químicas, que son exotérmicas. Es por ello que para el estudio de la transferencia de calor se comparará la transferencia de calor actual con una nueva propuesta, una camisa con deflectores en espiral, para ver cual de ambas es la que ofrece mayor ventaja en la reducción del tiempo de enfriamiento y en la operación de VT-01. H.2.1. Recipientes encamisados De [H-3] se sabe que los recipientes encamisados ofrecen la manera más óptima de calentar y enfriar recipientes de proceso en términos de control, eficiencia y calidad del producto. Además, ofrece otras ventajas tales como: • Se pueden usar toda clase de fluidos, desde vapor de agua u otro tipo de vapores de mayor temperatura hasta refrigerantes de origen orgánico o agua glicolada. • La circulación del fluido, su temperatura, la velocidad y el fenómeno de transferencia de calor se pueden controlar de manera precisa. DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 49 • Los encamisados suelen ser mucho más sencillos de construir y económicamente más baratos que el resto de intercambiadores de calor. • Los problemas relacionados con la contaminación, la limpieza y el mantenimiento son virtualmente eliminados. • Se alcanzan parámetros máximos de eficiencia, economía y flexibilidad. La selección de un tipo de encamisado u otro depende de distintos factores a igualdad de transferencia de calor. Algunos de estos aspectos incluyen: • Coste • Requisitos en la transferencia de calor por parte del proceso • Capacidad de transferencia de calor del encamisado • Limitaciones de presión • Limitaciones de temperatura • Idoneidad del encamisado para el recipiente de proceso (material, construcción, etc.) H.3. Estudio de la transferencia de calor en VR-01(3) Como se ha comentado anteriormente, se decide para el presente trabajo estudiar aquella etapa del proceso de producción que implica un 49% del tiempo de ciclo y que es susceptible de ser mejorada. Para ello, se estudiará el modelo actual de encamisado (una camisa de media caña) y se estudiará además una nueva propuesta (una camisa con deflectores en espiral) para ver cual de ellas es más idónea y permite reducir los tiempos de producción. Se sabe de [H-2] que el coeficiente global de transferencia de calor se puede expresar como: ! ! =! !! +!! !+! !+!! !+! !! (Ec. H.2) Donde los subíndices i y j hacen referencia respectivamente al interior del recipiente y al encamisado, ff hace referencia al factor de incrustación (del inglés, fouling factor) y el término x· λ -1 hace referencia a la resistencia por conducción de la pared del recipiente. El término h es el coeficiente de convección medio. El valor del coeficiente de convección para el líquido en VR-01(3) con el agitador seleccionado (Ekato Paravisc ©) fue determinado en el correspondiente Anexo G. Diseño de la agitación; el valor del mismo es de 244,9684 W·m-2·K-1. Pág. 50 Anexos G-K Las propiedades del prepolímero en este instante son: Etapa ηVR-01(3) (Pa·s) ρVR-01(3) (kg·m-3) CP,VR-01(3) (kJ·kg-1·ºK-1) λVR-01(3) (W·m-1·ºK-1) VR-01(3) N/A 1.045,1357 2,1512 0,1622 Tabla H. 1. Resumen propiedades prepolímero en VR-01(3) Los valores de las resistencia de incrustación se pueden obtener de la bibliografía [H-5], considerándose como fluido refrigerante agua; éstos son: !! !=!! !=0,00018!!!·! ! (Ec. H.3) Por otro lado, del correspondiente Anexo F. Diseño mecánico de los recipientes a presión, se obtuvo que el grosor de la pared para VR-01 era de 15 mm; del Anexo E. Selección de materiales, se sabe que la conductividad térmica del acero AISI 316 Ti es de 16 W·m-1·K-1. Si operamos: ! ! = !"!!!·!! !.!!!!!! !"!! !·! =0,00094 !!·! ! ! (Ec. H.4) Introduciendo todos estos factores de resistencias térmicas en la (Ec. H.2) se obtiene una expresión que depende del coeficiente de convección en el lado del encamisado: ! ! =! !! +!! !+! !+!! !+! !! =! !"",!"#$ ! !!·! +0,00018 !!·! ! +0,00094 !!·! ! +0,00018 !!·! ! +! !! ! ! =0,00538 !!·! ! +! !! (Ec. H.5) Este coeficiente hj será función del tipo de encamisado que se utilice para dar salida al calor del sistema. H.3.1. Estudio de la transferencia: Camisa con deflector en espiral Una camisa en espiral es, básicamente, una camisa sencilla en la cual se ha soldado por el lado interior un deflector en espiral. Éste consiste en una banda de metal soldada en el cuerpo del recipiente y que está enrollada alrededor del mismo desde la entrada de la camisa hasta su salida. A continuación se puede apreciar los detalles constructivos en la ilustración H.2. Una vez se ha soldado la banda de metal alrededor del cuerpo del recipiente, la camisa propiamente se acopla sobre la banda y al recipiente, soldando la misma de forma DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 51 circunferencial y longitudinal, completando el montaje. Esta manera de fabricar la camisa deja un especio entre el deflector y la camisa propiamente, que se convierte en un segundo camino para el fluido desde la entrada a la salida de la camisa. Este segundo camino es perpendicular al camino deseado para el fluido a lo largo del deflector. El fluido que by-pasea al deflector a través de este especio no contribuye directamente a la transferencia de calor en la pared del recipiente. El diseño de las camisas con deflectores en espiral empiezan asumiendo una velocidad de circulación dentro de la misma, que generalmente oscila entre 0,3 y 1,2 m·s-1 [H-3]. Esta velocidad se utiliza para determinar los coeficientes de convección en el interior de la camisa, hj. Ilustración H. 2. Detalle geometría camisa, sección [H-3] Expuesto esto, existen muchas configuraciones para este tipo de encamisados, con lo cual es necesario definir la geometría de la misma y su alcance. Este tipo de encamisado puede situarse siguiendo muchas configuraciones, algunas de las más típicas serían: Ilustración H. 3. Configuraciones típicas para camisas convencionales y con deflectores en espiral [H-3] Para el presente proyecto, se selecciona una camisa como la de la ilustración H.4.(A), que cubre el fondo del recipiente. De cálculos anteriores (Anexo F. Diseño de los recipientes a presión) se sabe que el área de transferencia total de VR-01 con esta configuración es de 23,54 m2. Pág. 52 Anexos G-K H.3.1.2. Cálculos del encamisado con deflectores en espiral De la bibliografía [H-3] es posible seleccionar el tamaño de los valores de a y b, que son respectivamente el ancho entre la pared del recipiente y la altura del paso entre deflectores. Se selecciona, teniendo en cuenta el volumen del reactor VR-01 (12 m3) un valor de a de 3” y de b de 5”, que son valores normalizados (corresponden respectivamente a un DN80 y a DN125). Considerando esto, es posible calcular la sección que atraviesa el fluido refrigerante en cada vuelta: !=!·!=3!!" ·!,!"!!" !!!" ·!! !""!!" ·5!!" ·!,!"!!" !!!" ·!! !""!!" =0,00968!!! (Ec. H.6) Donde J es el área de cada sección. Si se fija una velocidad concreta, es posible saber el caudal de fluido que circula a través de J. Para el diseño del encamisado se decide fijar una velocidad de 1,2 m·s-1. El caudal circulante es, pues: !=!·!=0,00968!!!·1,2!! ! =0,01161 !! ! ! (Ec. H.7) El fluido refrigerante será agua fría a 12ºC, y sus propiedades en estas condiciones son: Propiedad Unidades Valor Densidad kg·m-3 1.000 Conductividad térmica W·m-1·K-1 0,606 Capacidad calorífica J·kg-1·K-1 4.187 Viscosidad Pa·s 0,001 Tabla H. 2. Propiedades fluido refrigerante Conociendo el valor de la densidad del fluido refrigerante es posible calcular el caudal másico w que circula a través de cada sección. Teniendo en cuenta el método de fabricación empleado, para tener en cuenta la cantidad de fluido que circula entre deflector y pared y que no participa en el intercambio de calor, se recomienda [H-4] considerar las pérdidas como un 35-50% del caudal másico posible. Para obtener un cálculo conservador del coeficiente de convección, el caudal másico efectivo debe especificarse como un 60% del caudal másico posible. De esta manera, este caudal efectivo w’ es: !!=0,6·!=0,6·!·!=0,6·1.000 !" !!·0,01161 !! ! =6,966!!" ! (Ec. H.8) DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 53 De la bibliografía [H-3, H-4] se sabe que para un encamisado con deflectores en espiral, el coeficiente de convección es función del número de Reynolds, es decir, del régimen de circulación del fluido, según sea laminar o turbulento: !" <2.100 !" =1,86 ·!" ·!" ·(!! !) !,!! ·! !! !,!" (Ec. H.9) !" >10.000 !" =0,027 ·!"!,!·!"!,!! ·! !! !,!" ·1+3,5·!! !! (Ec.H.10) Donde De es el diámetro efectivo y que consiste en cuatro veces el ancho de la camisa. Dc es el diámetro interno de la camisa, es decir, el diámetro exterior del recipiente VR-01 teniendo en cuenta el grosor de la pared. El número de Reynolds, en esta situación se calcula como: !" =!!·!·! ! (Ec. H.11) Con lo que es posible evaluar el régimen de circulación del fluido conociendo De, ya que las propiedades del fluido refrigerante son conocidas. De esta manera: !!=4·!=4·3!!" ·!,!"!!" !!!" ·!! !"!!!" =0,30480!! (Ec. H.12) Y aplicando (Ec. H.11): !" = 0,30480!!·1,2!! !·1.000!!" !! 0,001!!" ·! =365.760,00 Se puede observar el valor de Reynolds sitúa, teniendo en cuenta (Ec. H.9) y (Ec. H.10), la circulación del fluido en régimen turbulento. Se pueden calcular el número de Prandtl y el índice de viscosidad, así como Dc: !" =!!·! ! = !.!"# ! !"·!·!,!!"!!"·! !,!"! ! !·!! =6,90924 (Ec. H.13) El índice de viscosidad, teniendo en cuenta que la viscosidad del fluido refrigerante no variará apenas a lo largo de la camisa, puede ser tomado como la unidad y constante. Dc es conocido y coincide con el diámetro del tanque VR-01 de 2,1625 m más el grosor de 0,015 m, dando un total de 2,1775 m. Pág. 54 Anexos G-K Usando (Ec. H.10) se calcula el valor del número de Nusselt: !" =0,027 ·(365.760,00)!,!·(6,909241)!,!! ·1!,!" ·1+3,5· 0,30480!! 2,1775!! !" =2.148,3032 Que aplicando la definición del número de Nusselt, es posible extraer el valor de hj. De esta manera se obtiene: !" = !!·!! ! (Ec. H.14) !" = !!·ℎ! !⟹ℎ!= !·!" !! = 0,606 ! !·!·2.148,30332! 0,30480!! =4.271,2328 ! !!·! Que evaluando dicho valor en (Ec. H.5): 1 ! =0,00538 !!·! !+ 1 4.271,2328 ! !!·! =0,00561 !!·! ! ⟹!=178,1330 ! !!·! Una vez obtenido el coeficiente global de transferencia de calor, es posible evaluar el tiempo para enfriar desde los 73ºC hasta los 35ºC, de la ecuación obtenida de [H-5] que tiene en cuenta las siguientes suposiciones: • U es constante para el proceso y para toda la superficie del mismo. • Las velocidades de flujo de líquido (caudales) permanecen constantes. • Los calores específicos son constantes para el proceso. • El medio de calentamiento o enfriamiento presenta una temperatura de entrada constante. • La agitación produce una temperatura uniforme en el fluido de la carga. • No tiene lugar ningún cambio parcial de fase. • Las pérdidas de calor en el sistema son despreciables. De esta manera, para tanques con encamisado y medio de enfriamiento no isotermo [H-6] (donde la temperatura a la que sale el fluido refrigerante no es la misma a la que entra) se tiene que: !" ! !!!! ! !!!! =!·! !·! ·!!!! !! ·!=!′ (Ec. H.15) DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 55 Donde K2 es: !!=!·! !·! (Ec. H.16) Donde T1 y t1 son las temperaturas iniciales del prepolímero y del agua de refrigeración, T2 la temperatura del prepolímero al final del período de enfriamiento, C y c son respectivamente la capacidad calorífica del prepolímero y del agua de refrigeración y w es el caudal de agua (todo en unidades coherentes); θ es el tiempo de enfriamiento. De esta manera, es posible recopilar en una tabla los datos de interés: Parámetro Unidades Valor T1 [ºC] 73 t1 [ºC] 12 C [J·kg-1·K-1] 2.151,4 c [J·kg-1·K-1] 4.187 M [kg] 5.781,1150 w [kg·s-1] 6,966 U [W·m-2·K-1] 178,1330 A [m2] 23,54 Tabla H. 3. Resumen propiedades implicadas en la TC De esta manera, se calcula el valor de K2 aplicando la (Ec. H.16): !!= 178,1330!! !!·!·23,54!!! 6,966!!" !·4.187!! !" ·! =1,1548 Si se realizan incrementos de tiempo lo suficientemente pequeños, es posible evaluar la temperatura del prepolímero en cada instante. Se aisla de le (Ec. H.15) el valor de T2 y se representa frente al tiempo: !" ! !!!! ! !!!! =!′!⟹!! !!!! ! !!!! =exp !′⟹!!=! !!!!!!!·!"#!(!!) !"#!(!!) (Ec. H.17) Se ejemplificará el procedimiento de cálculo; se calcula el valor de C’ para un tiempo de 10 minutos de enfriamiento: !!= !·! !·! · !!−1 !! ·!= 6,966 !" !·4.187!! !" ·! 5.781,1150!kg ·2.151,4!! !" ·! · 1,1548 −1 1,1548 ·10!!"# · 60!! 1!!"# !!=0,1884 Pág. 56 Anexos G-K Se calcula entonces el valor de la temperatura T2 al final de los 10 minutos de enfriamiento: !!= 73!º!−12!º!+12º!·exp!(0,1884) exp!(0,1884)=62,5243!º! Que gráficamente: Gráfico H. 1. Curva de temperatura VR-01(3) con encamisado en espiral De la misma manera, es posible fijar la temperatura de consigna final y ver que tiempo se requiere para alcanzarla: != !" ! !−!! !!−!! !·! !·!·!!−1 !! = !" 73º!−12º! 35º!−12º! 6,966 !" !·4.187!! !" ·! 5.781,1150!kg ·2.151,4!! !" ·! ·1,1548 −1 1,1548 · 1!!"# 60!! !=51,7664!!"# Como se ve, se obtienen tiempos inferiores a los del proceso real, aunque estos sean debidos a la utilización de un agitador distinto. A continuación se procederá al cálculo de la transferencia de calor utilizando un encamisado de media caña y se comparará con en el encamisado con deflectores en espiral. 0 10 20 30 40 50 60 70 80 0 10 20 30 40 50 60 70 Temperatura [ºC] tiempo [min] Curva de enfriamiento VR-01(3) Encamisado con deflector en espiral Temperatura en VR-01(3) Temperatura de consigna DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 57 H.3.2. Estudio de la transferencia: Encamisado de media caña Se estudiará la transferencia de calor con un encamisado de este tipo dado que es el que se tiene en el proceso real. Un encamisado de media caña consiste en una canal soldado a lo largo de la pared del recipiente. Este canal generalmente se construye dividiendo en dos o tres una tubería normalizada, aunque también puede fabricarse en otras formas. Las velocidades que se pueden alcanzar para el fluido refrigerante en esta clase de encamisados [H-3] oscila entre 0,75 m·s-1 y 2 m·s-1, lo cual permite obtener perfiles de turbulencia que aumentan significativamente la transferencia de calor. Esta clase de encamisados se recomienda sobretodo para aplicaciones que requieran altas temperaturas, pudiéndose utilizar con éxito en la calefacción con vapor o con aceites térmicos. Como no existe limitación en cuanto a entradas y salidas al encamisado, la media caña se puede dividir en múltiples zonas para maximizar la flexibilidad y la eficiencia. Esto permite además procesar diferentes cantidades de producto en el mismo recipiente sin tener que utilizar todo el encamisado, lo cual reduce costes y la hace más atractiva desde el punto de vista de la operación. Ilustración H. 4. Encamisado de media caña con múltiples zonas y detalle de la media caña [H-3] Pág. 64 Anexos G-K Para la media caña, teniendo en cuenta el volumen del recipiente (5,25 m3) se decide utilizar un di de 2” (equivalente a 50,80 mm). El vapor de agua saturado y seco se acostumbra a distribuir a velocidades cercanas a los 35 m/s, velocidad que se ha decidido emplear para los cálculos. Así es posible aplicar (Ec. H.18) y calcular el diámetro efectivo: !!=!· 50,80!!! ·1! 1.000!!! 2 =0,02540!! El valor del diámetro efectivo es constante e igual para las etapas. De la misma manera, el cálculo del número de Reynolds, de Prandtl y el cálculo del coeficiente de convección en la media caña será igual para todas las etapas, variando sólo el cálculo del coeficiente global de transferencia de calor final. Así, Reynolds, Prandtl y Nusselt serán (Ec.H11, Ec. H.13, Ec. H.10): !" = 0,02540!!·35!! !·1,9074 !" !!! 0,0000136!!" ·! =169.567,86 !" = 2.226,23 ! !" ·!·0,0000136!!" ·! 0,02927 ! !·!! =1,0344 !!=0,027 ·(169.567,86)!,!·(1,0344)!,!! ·1!,!" ·1+3,5· 0,02540!! 1,6570!! =438,917 Y utilizando la ecuación (Ec. H.14): ℎ!= !·!" !! = 0,02927 ! !·!·438,9172 0,02540!! =505,7916 ! !!·! El cual será constante para todas las etapas; de esta manera, es posible calcular el coeficiente global de transferencia de calor para cada etapa: Etapa U (W·m-2·ºK-1) VT-01(1) 154,1521 VT-01(2) 227,9410 VT-01(3) 252,7104 VT-01(4) 271,9535 Tabla H. 11. Resumen coeficientes U para VT-01 DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 65 Teniendo en cuenta los requerimientos de calefacción de cada etapa, es posible calcular los tiempos de calentamiento en cada etapa, teniendo en cuenta las cantidades de materia que hay en cada etapa, sus propiedades y el valor del coeficiente de transferencia de calor. Se consulta la bibliografía [H-5] y se puede utilizar la expresión que se da para recipientes encamisados con fluidos calefactores isotermos (como es el caso): !" ! !!!! ! !!!! =!·! !·! ·! (Ec. H.20) Para la caracterización de VT-01 interesa conocer los tiempos necesarios para calentar en las distintas etapas las mezclas y las materias primas. Si se tiene en cuenta que en (Ec. H.20) los valores de T1 y t1 son iguales a 138,86 ºC y a 25 ºC y que c es la capacidad calorífica del vapor saturado a 3,5 bar absoluto, es decir, 2,2262 kJ·kg-1·K-1, se obtiene la siguiente tabla: Etapa t2 [ºC] M [kg] ln(…) [-] U·A/M·c [-] θ [min] VT-01(1) 40 4.095,8798 0,1413 0,0002 10,2823 VT-01(2) 73 722,6394 0,5474 0,0019 4,7543 VT-01(3) 35 167,6463 0,0919 0,0092 0,1671 VT-01(4) 25 4.051,2639 0,0000 0,0004 0,0000 Tabla H. 12. Resumen tiempos de calentamiento en VT-01 Como se puede observar, los tiempos de calentamiento son muy bajos, teniendo que emplear el peor de los casos, casi 11 minutos para calentar VT-01(1). Las especificaciones para el equipo de transferencia de calor en VT-01 son las siguientes: Parámetro Unidades Valor di m 0,05080 q m3·h-1 127,6903 Tabla H. 13. Especificaciones equipo de transferencia de calor VT-01 Pág. 66 Anexos G-K H.6. Bibliografía [H-1]. J. M.L. COULSON, J.F. RICHARDSON; Chemical Engineering 6th edition, 1991. [H-2]. RAY SINNOTT, GAVIN TOWLER; Diseño en Ingeniería Química Serie de Ingeniería Química Coulson & Richardson Editorial Reverté, quinta edición, 2008. [H-3]. Mc KETTA, JOHN J., Mc KETTA, JOHN H. JR.; Heat Transfer Design Methods CRC Press 1991, p. 370-500. [H-4]. ROBERT F. DREAM, P.E.; Heat Transfer in Agitated Jacketed Vessels Engineering Practice, Lockwood Green Engineers, Inc. January 1999. [H-5]. ROBERT H. PERRY, DON W. GREEN; Manual del Ingeniero Químico Volumen IV Editorial Mc Graw Hill, séptima edición, 2001. 11-27: Operaciones discontinuas o por cargas, calentamiento y enfriamiento de recipientes. [H-6]. The Engineering Page www.the-engineering-page.com/forms/he/typFoul.html [23 de agosto de 2013] [H-7]. Spirax Sarco Page http://www.spiraxsarco.com/es/resources/steamtables/saturated-steam.asp [13 de septiembre de 2013] ! ! DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 67 Anexo I. Seguridad y medioambiente Índice Anexo I Anexo I. Seguridad y medioambiente ..................................................................................... 67 I.0. Glosario ............................................................................................................................ 68 I.1. Índice de Incendio y Explosión (IIE) .............................................................................. 69 I.1.1. Aplicación del método ................................................................................................. 70 I.1.2. Selección de unidades de proceso pertinentes ........................................................ 71 I.1.3. Determinación del factor material (MF) ...................................................................... 71 I.1.4. Factor de Riesgos Generales del Proceso (F1) .......................................................... 72 I.1.5. Factor de Riesgos Especiales del proceso (F2) ......................................................... 73 I.1.6. Determinación del factor de riesgo de la unidad (F3) ................................................ 74 I.1.7. Determinación del IIE y del radio de exposición ....................................................... 75 I.2. Provisiones de seguridad ............................................................................................... 76 I.2.1. Provisiones mecánicas de seguridad – Dispositivos de alivio de presión ............ 76 I.2.2. Provisiones Instrumentadas de seguridad ................................................................ 77 I.3. Directivas ATEX ............................................................................................................... 78 I.4. Análisis de peligros y Operabilidad, HAZOP ................................................................ 80 I.4.1. HAZOP de VR-01 ........................................................................................................... 81 I.5. Impacto sobre el medioambiente y la salud ................................................................. 87 I.5.1. Estudio de los COV ...................................................................................................... 87 I.6. Bibliografía ....................................................................................................................... 89 I.7. Fichas Internacionales de Seguridad Química ............................................................. 90 Pág. 68 Anexos G-K I.0. Glosario IIE: Índice de Incendio y Explosión MF: Factor material F1: Factor general de riesgo F2: Factor especial de riesgo F3: Factor de riesgo de la unidad Ns: Nivel riesgo salud Ni: Nivel de riesgo inflamabilidad Nr: Nivel de riesgo reactividad PSV: Pressure Safety Valve RD: Rupture Disk A, B, C: coeficientes de Antoine [ln(bar), ºC, ºC] Pvp: presión de vapor [bar] LC50: Concentración Letal que ocasiona la muerte del 50% de una muestra de ratas durante 4 horas [ppm, ppb] LD50: Dosis Letal que ocasiona la muerte del 50% de una muestra de ratas durante 4 horas [ppm, ppb] DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 69 I.1. Índice de Incendio y Explosión (IIE) El Índice de Incendio y Explosión es una metodología de análisis de riesgo que se aplica a plantas químicas que contengan productos inflamables, combustibles o de gran reactividad. La aplicación del método permite cuantificar numéricamente: • Un nivel de riesgo, que se establece a través un valor número y que normalmente se sitúa en el rango de 1 a 200 (rango que comprende diferentes calificativos de peligro, que van del “ligero” a “severo”). • Un área de exposición, identificada con un círculo de radio proporcional al IIE y que normalmente se sitúa en el rango de 0 a 50 metros. • El máximo daño probable, evaluado como coste económico del accidente debido a la pérdida de instalaciones. Se evalúa como una fracción del coste de la instalaciones afectadas en el área de exposición. • Los máximos días probables de indisponibilidad, desde el momento del accidente hasta el momento en que puede reanudarse la producción. • El daño derivado de la pérdida de producción, como producto de los días de indisponibilidad de la planta por el valor perdido de la producción. Para aplicar el índice, la documentación básica necesaria y datos de planta a recopilar serían: Documentación básica • Planos de implantación (útiles para dibujar los círculos e identificar unidades). • DFP (flow-sheets) • Dependiendo del nivel de información incorporado en los DFP, pueden ser también necesarios los planos de tuberías e instrumentación (P&ID) y las hojas de especificación de ciertos equipos críticos. Datos de cada unidad • Identificación de las substancias procesadas y sus principales parámetros: • Factor de material (tabulado). El método incluye un procedimiento de estimación; el factor de material (MF) varía entre 1 y 40. • Propiedades físicas: entalpía de combustión, temperatura de destello (flashpoint) y temperatura de ebullición. Pág. 70 Anexos G-K • Datos de proceso: • Presión de tarado de los sistemas de alivio. • Temperatura y presión de operación. • Estado del producto: gas, gas licuado, líquido, líquido viscoso, sólido pulverulento, sólido compacto o granulado. • Cantidades retenidas de producto en las diferentes secciones del proceso. I.1.1. Aplicación del método Para aplicar el método se supone se deben seguir los siguiente pasos: Ilustración I. 1. Esquema del cálculo del IIE [I-1] Como se puede observar en el esquema anterior, obtenido de [I-1], es necesario previo a la obtención del IIE, el cálculo del factor material MF, el factor general de riesgo F1, el factor especial de riesgo F2. Con estos tres parámetros, es posible calcular el factor de riesgo de la unidad F3 (producto de F1 por F2); el producto de F3 por MF da como resultado el IIE. DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 71 I.1.2. Selección de unidades de proceso pertinentes En el proceso de fabricación de Angelus se tienen en cuenta los dos equipos de proceso, VT- 01 y VR-01. Ambos se evaluarán en las condiciones más críticas de la operación, es decir, en las etapas VT-01(4) y VR-01(5) respectivamente. En ambos casos, la cantidad de producto inflamable dentro de los equipos es para cada uno de ellos la máxima alcanzada durante la fabricación. I.1.3. Determinación del factor material (MF) De la bibliografía [I-1] es posible obtener tanto el valor MF como las propiedades físicas de interés: Compuesto MF Ta (ºK) Hc (Mcal/kg) Clasificación NFPA Ti (ºC) Te (ºC) Ns Ni Nr Acetato de etilo 16 735 5,7 1 3 0 -4 77 Alcohol etílico 16 622 6,5 0 3 0 13 78 Tabla I. 1. Resumen valores MF y propiedades físicas sustancias de interés Cabe recordar las cantidades presentes de cada una de estas sustancias en las etapas anteriormente mencionadas, a saber: Etapa Etanol (kg) Acetato de etilo (kg) Total (kg) Etanol (%) Acetato de etilo (%) VT-01(4) 4.051,2639 0 4.051,2639 100 0 VR-01(5) 4.051,2639 963,5192 5.014,7831 80,786 19,214 Tabla I. 2. Cantidades MP en cada etapa El valor de MF será la media ponderada según la contribución de cada una de las sustancias: !" !"!!" =1·16 +1−0·16 =16 !" !"!!" =0,80786 ·16 +0,19214 ·16 =16 Además, es posible ver que el nivel de riesgo inherente de estas sustancias es en lo relativo a su inflamabilidad (cabe destacar además que la temperatura de inflamación de ambos está por debajo de la temperatura ambiente y que la temperatura de ebullición es cercana al máximo de operación). Pág. 72 Anexos G-K I.1.4. Factor de Riesgos Generales del Proceso (F1) Para el cálculo de F1 se debe tener en cuenta que el valor final de este factor es la unidad más el sumatorio de las distintas penalizaciones descritas en [I-1]. Aplicando la metodología descrita anteriormente y consultando [I-1, I-2] se concluye que: Riesgo general VR-01 Explicación A. Reacciones exotérmicas 0,5 Aplica A2(d): Polimerización. B. Reacciones endotérmicas 0 No aplica. C. Manejo y transferencia de materiales 0,85 Aplica C3(a): Líquidos inflamables Clase I. D. Unidades de proceso – Locales cerrados 0,45 Aplica D4: Para cantidades superiores a 4.500 kg de líquidos inflamables (1,5 veces la penalización de D2 – 0,3) E. Acceso 0 No aplica. F. Drenajes 0,25 Aplica F2: el drenaje es dirigido hacia una piscina a tal efecto. TOTAL 3,05 Tabla I. 3. F1 de VR-01(5) Y para VT-01: Riesgo general VT-01 Explicación A. Reacciones exotérmicas 0 No aplica. B. Reacciones endotérmicas 0 No aplica. C. Manejo y transferencia de materiales 0,85 Aplica C3(a): Líquidos inflamables Clase I. D. Unidades de proceso – Locales cerrados 0,30 Aplica D1: Líquidos inflamables que estés a una temperatura superior al punto de inflamación y por debajo del punto de ebullición. E. Acceso 0 No aplica. F. Drenajes 0,25 Aplica F2: el drenaje es dirigido hacia una piscina a tal efecto. TOTAL 2,40 Tabla I. 4. F1 de VT-01(4) De esta manera, quedan determinados los factores de riesgos generales del proceso para cada etapa y equipo. DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 73 I.1.5. Factor de Riesgos Especiales del proceso (F2) Para el cálculo de F2 se debe tener en cuenta que el valor final de este factor es la unidad más el sumatorio de las distintas penalizaciones descritas en [I-1]. Aplicando la metodología descrita anteriormente y consultando [I-1, I-2] se concluye que: Riesgo especial VR-01 Explicación A. Temperatura del proceso 0,30 Aplica A1: Si la temperatura del proceso o las condiciones de manejo son las del punto de inflamación o superior. B. Presión baja (inferior a la atmosférica) 0 No aplica. C. Operación en condiciones de inflamabilidad o cercanas a ella 0,80 Aplica C3: Procesos u operaciones que por su propia naturaleza siempre se hallan en o cerca de las condiciones de inflamabilidad. D. Explosión de polvo 0 No aplica. E. Presión de alivio (tarado) 0,25 Presión de tarado de la PSV 3,5 bar absolutos. F. Baja temperatura 0 No aplica. G. Cantidad de material inflamable 0,2 Aplica G1: Hc,m de 6,3463 Mcal/kg, entrando a la Figura 3 se obtiene 0,20. H. Corrosión y erosión 0,2 Aplica H2: Velocidad de corrosión entre 0,5 mm y 1 mm/año J. Fugas – uniones y empaquetaduras 0,1 Aplica J1: Las bombas y sistemas de estanqueidad pueden dar lugar a fugas de pequeña importancia. K. Uso de calentadores con fuego directo 0 No aplica. L. Sistemas de intercambio térmico con aceite caliente 0 No aplica. M. Equipos en rotación – Bombas y compresores 0 No aplica. TOTAL 2,85 Tabla I. 5. F2 de VR-01(5) Tanto las tablas como los gráficos utilizados para calcular las distintas penalizaciones, a saber E y G, se han obtenido de [I-1] y no se han incluido en el presente anexo. Pág. 80 Anexos G-K I.4. Análisis de peligros y Operabilidad, HAZOP El análisis de peligros y operabilidad (del inglés, HAZard and OPerability Analysis, HAZOP) [I- 2], es una técnica deductiva para la identificación, evaluación cualitativa y prevención del riesgo potencial y de los problemas de operación derivados del funcionamiento incorrecto de un sistema técnico. El análisis pretende, mediante un protocolo relativamente sencillo, estimular la creatividad de un equipo de expertos con diferente formación para encontrar los posibles problemas operativos. La aplicación de la técnica es sencilla: se divide la instalación en lo que se denomina nodos. Estos nodos son tan pequeños como para poder ser tratados y estudiados de forma coherente aplicando el método HAZOP. A continuación, sobre cada nodo de estudio, se aplican las palabras guía (no, más, menos, otro, parte de, etc.) a cada una de las condiciones de operación del proceso, las sustancias y las variables que intervienen (flujo, presión, temperatura, etc.). El estudio de las desviaciones conduce a la identificación de sus posibles causas y consecuencias y, por lo tanto, del riesgo potencial y de los problemas derivados de un funcionamiento incorrecto; paralelamente, se buscan los medios protectores del sistema. Toda la información del análisis es documentada ordenadamente en forma de tabla, hecho que permite la evaluación cualitativa de las medidas de control y seguridad. A partir de esta información, es relativamente sencillo implementar nuevas medidas para la mejora de la seguridad. El método parte de tres hipótesis: • La instalación está bien diseñada, en relación con la experiencia, el conocimiento de los procesos implicados y la aplicación de las normas y códigos pertinentes. • Los materiales de construcción han sido los adecuados y la construcción y el ensamblaje se han hecho correctamente. • Los análisis son una “fotografía instantánea” donde se mezclan sucesos de efecto inmediato con sucesos de elevada inercia temporal. A continuación se muestra la aplicación del método para el equipo principal de proceso VR-01, donde se han estudiado las variables de Presión, Temperatura, Nivel y Caudal, aplicando las correspondientes palabras guía. DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 81 I.4.1. HAZOP de VR-01 Proyecto Diseño de un reactor químico para la producción de resinas de poliuretano Página: 1/2 Nodo VR-01 Fecha: 15/08/2013 Descripción del nodo Conjunto del recipiente a presión y del sistema de transferencia de calor, piping incluido Editor: ABF Parámetro Palabra guía Causa Consecuencia Salvaguarda Acción Fallo válvula de aporte de nitrógeno Aumento de presión con el correspondiente riesgo de pérdida de confinamiento y de dar lugar a una atmósfera inflamable; incendio y explosión PSV instalada en tanque, RD instalado en tanque, venteo a la azotea Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Evaporación del disolvente (fallo del sistema de refrigeración) Aumento de presión con el correspondiente riesgo de pérdida de confinamiento y de dar lugar a una atmósfera inflamable; incendio y explosión. Aumento de la temperatura. PSV instalada en tanque, RD instalado en tanque, venteo a la azotea Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Fallo válvula de aporte de nitrógeno No disponer de la capacidad para presurizar el equipo, con la correspondiente detención del proceso productivo y las siguientes pérdidas económicas Caudalímetro instalado en la línea de Nitrógeno; indicador de presión a sala de control Alarma en sala de control Fugas de producto en fase gas o vapor (juntas, aperturas en fondos, corrosión, cierre mécanico del agitador, etc.) No disponer de la capacidad para presurizar el equipo, con la correspondiente detención del proceso productivo y las siguientes pérdidas económicas Indicador de presión instalado sobre el tanque y monitorizado desde sala de control Alarma en sala de control Más Menos Presión Pág. 82 Anexos G-K Fallo del sistema de refrigeración Aumento de la temperatura con la consiguiente evaporación del disolvente; aumento de la presión y posibilidad de fallo de equipo debido a la rotura por fragilización del mismo. Pérdida de confinamiento del producto; incendio, explosión. Seguridad redundante: dos sondas de temperatura instaladas en ambos fondos; monitorización del caudal y presión de agua de refrigeración que circula por el encamisado en sala de control. Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Carga incorrecta de materias primas por fallo de célula de pesada instalada en VR-01 Aumento de la temperatura con la consiguiente evaporación del disolvente; aumento de la presión y posibilidad de fallo de equipo debido a la rotura por fragilización del mismo. Pérdida de confinamiento del producto; incendio, explosión. Seguridad redundante: dos sondas de temperatura instaladas en ambos fondos; monitorización del caudal y presión de agua de refrigeración que circula por el encamisado en sala de control. Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Velocidad de agitador demasiado elevada Aumento ligero de la temperatura, dando lugar a un aumento de presión debido a la evaporación parcial del disolvente; riesgo de perder el confinamiento debido a fugas por embridados y aperturas; riesgo de incendio y explosión; deflagaraciones Seguridad redundante: dos sondas de temperatura instaladas en ambos fondos; monitorización del caudal y presión de agua de refrigeración que circula por el encamisado en sala de control; presencia de instrumentación para medir la velocidad de agitación. Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Carga incorrecta de materias primas por fallo de célula de pesada instalada en VR-01 No aumento de la temperatura, no llegando a los valores necesarios para desarrollar el proceso productivo. Seguridad redundante: dos sondas de temperatura instaladas en ambos fondos Warning en sala de control Caudal de refrigeración superior al de consigna debido a fallo de válvula reguladora de caudal No aumento y/o disminución de la temperatura de proceso; incapacidad para llevar a cabo las reacciones químicas; aumento del cycle time Caudalímetro instalado en la línea de admisión de agua de refrigeración proviniente de la torre de refrigeración Comprobación de la temperatura y del caudal de refrigeración Más Menos Temperatura DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 83 No Bloqueo de la línea de aporte de materia prima (general o específica) debido a acumulación de producto, incrustación, corrosión, etc. Aumento de presión en línea, fugas y vertidos de MP por los embridados del piping, exposición a productos químicos por parte de los operarios; riesgo de formación de atmósfera inflamable, explosiones, deflagaraciones e incendio Presostato en la línea de carga de MP Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y evacuación de los productos a zona segura. Más Fallo en bomba de impulsión en parque de tanques, mayor rpm Aumento de la cantidad de producto no alcanzando las cantidades definidas para llevar a cabo el proceso; posible offspec del batch con la consiguiente pérdida económica Medidor de rpm en bombas de parque de tanques Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y evacuación de los productos a zona segura. Menos Fallo en bomba de impulsión en parque de tanques; bloqueo parcial de la línea de aporte de materia prima (general o especificada) debido a acumulación de producto, incrustación, corrosión, etc. Incapacidad de llevar a cabo el proceso químico, pérdida de presión en línea, imposibilidad de bombeo de MP a equipos de proceso Presostato en la línea de carga de MP Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y evacuación de los productos a zona segura. Inverso Fallo de la válvula de cierre de la línea de materias primas Efecto de succión debido al diferencial de presión entre el interior del reactor y el exterior, arrastrando producto inflamable en forma de gas a al parque de tanques Válvula antiretorno en la línea Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y evacuación de los productos a zona segura. Líneas de carga de producto Caudal Pág. 84 Anexos G-K No Bloqueo de los canales del encamisado debido a incrustación, corrosión o sólidos Aumento de la presión en el encamisado, imposibilidad de refrigeración; aumento de la temperatura en VR-01 con el consiguiente aumento de la presión; posibilidad de pérdida de confinamiento y de incendio y explosión PSV instalada en circuito de refrigeración, presostato instalado en circuito de refrigeración Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Más Fallo de bomba de impulsión correspondiente Aumento de la presión en el encamisado con la consiguiente posibilidad de fracturarse y fugar por poros PSV instalada en circuito de refrigeración, presostato instalado en circuito de refrigeración Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Menos Bloqueo parcial de los canales del encamisado debido a incrustación, corrosión o sólidos Disminución de la capacidad de refrigeración con el consiguiente aumento de la temperatura en VR-01, aumento de presión; riesgo de pérdida de confinamiento y de incendio y explosión PSV instalada en tanque, RD instalado en tanque, venteo a la azotea Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Inverso Fallo de la bomba de impulsión, efecto de succión Eliminación de la capacidad de refrigeración con el consiguiente aumento de la temperatura en VR-01, aumento de presión; riesgo de pérdida de confinamiento y de incendio y explosión PSV instalada en circuito de refrigeración, presostato instalado en circuito de refrigeración; Válvula antiretorno en la línea Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y evacuación de los productos a zona segura. Encamisado Caudal DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 85 No Fallo de la válvula de aporte de nitrógeno (en posición cerrada) Imposibilidad de presurizar el equipo para llevar a cabo la operación de producción de la resina. Presostato en línea de carga de nitrógeno; presostato en VR-01; Caudalímetro instalado en la línea de Nitrógeno Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Más Fallo de la válvula reguladora de presión en tanque de nitrógeno Aumento de presión con el correspondiente riesgo de pérdida de confinamiento y de dar lugar a una atmósfera inflamable; incendio y explosión. PSV instalada en tanque, RD instalado en tanque, venteo a la azotea Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Menos Fallo válvula de aporte de nitrógeno No disponer de la capacidad para presurizar el equipo, con la correspondiente detención del proceso productivo y las siguientes pérdidas económicas Caudalímetro instalado en la línea de Nitrógeno; indicador de presión a sala de control Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Inverso Fallo de la válvula de nitrógeno una vez el equipo está presurizado Diferencial de presión entre la línea de nitrógeno aguas debajo de la reguladora de presión con el correspondiente efecto de succión que arrastraría vapores de inflamable. PSV instalada en circuito de nitrógeno; caudalímetro instalado en línea de nitrógeno, válvula antiretorno Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y activación de protocolos para llevar la operación a condiciones de seguridad Caudal Línea de nitrógeno Pág. 86 Anexos G-K Más Carga incorrecta de materias primas por fallo de célula de pesada instalada en VR-01 Mayor cantidad de producto en el interior de VR-01; posible interferencia con las reacciones químicas formando subproductos, disparando la temperatura y aumentando la presión; posibilidad de pérdida de confinamiento; incendio, explosión del recipiente Sonda de nivel alto, disco de ruptura y PSV Alarma en sala de control, señal luminosa en campo y evacuación de los productos a zona segura. Menos Carga incorrecta de materias primas por fallo de célula de pesada instalada en VR-01 Menor cantidad de producto en el interior de VR-01; posible interferencia con las reacciones químicas formando subproductos. Sonda de nivel alto, disco de ruptura y PSV - Nivel DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 87 I.5. Impacto sobre el medioambiente y la salud Para el estudio del impacto sobre el medioambiente y la salud, se diferenciará entre: • etanol y acetato de etilo: son disolventes orgánicos que originan compuestos orgánicos volátiles (COV). • MDI, hexametilendiamina y PPG2000: sustancias químicas de naturaleza química distinta e implicadas en el proceso productivo. Aunque de estas tres, se tratará solamente el MDI, que es el más perjudicial de los tres. I.5.1. Estudio de los COV Los riesgos para la salud de esta clase de componentes [I-1] es que son compuestos inflamables y con una presión de vapor relativamente alta. Durante el proceso de fabricación de Angelus, en VR-01(2) se alcanzan temperaturas de 73ºC con lo cual es posible calcular la presión de vapor de ambas sustancias aplicando la ecuación de Antoine (ya que se está relativamente cerca de la presión atmosférica) [I-11]: ln ! !" =!−! !!! (Ec. I.1) Donde Pvp es la presión de vapor en mmHg y T la temperatura en grados ºC. Las constantes A, B y C son características de cada sustancia. Para ambas sustancias los coeficientes de Antoine: Componente Fórmula A B C Etanol C2H6O 5.33675 1648.220 230.918 Acetato de Etilo C4H8O2 4.13361 1195.130 212.470 Tabla I. 8. Coeficientes de Antoine para etanol y acetato de etilo Para el etanol, a 73ºC es de 0,8173 bar y para el acetato de etilo es de 0,8835 bar. Si comparamos con el agua a la misma temperatura, obtenemos que la presión de ésta es de 0,3547 bar. Estas presiones de vapor altas implican que se pueden formar en presencia de oxígeno mezclas inflamables que en caso de incendiarse dan como resultado la descomposición de ambas sustancias liberando CO2 y vapor de agua. Este CO2 contribuye al calentamiento global y a la destrucción de la atmósfera. Pág. 88 Anexos G-K I.5.2. MDI El MDI como se ha comentado a lo largo del presente proyecto, es un isocianato aromático. Como tal, es más reactivo que sus homólogos alifáticos. El MDI es mas denso que el agua y tiende a hundirse en contenedores llenos de agua [I-10]. Aunque reacciona con el agua, la velocidad de reacción es muy lenta a temperaturas por debajo de 50°C. A temperaturas altas o en presencia de materiales catalíticos/ bases, la reacción se vuelve progresivamente mas vigorosa, y puede ser violenta. La reacción del MDI con agua libera CO2 gas y forma poliureas insolubles. El MDI puede ser potencialmente arriesgado en forma de líquido, vapor, aerosol o polvo. El umbral de olor del MDI es aproximadamente 0,2-0,4 ppm, por consiguiente el olor no proporciona advertencia suficiente de sobre exposición. Las concentraciones altas de vapor de MDI, aerosol, o polvo pueden irritar las membranas mucosas de la nariz, garganta, y pulmones. Puede causar sequedad de la garganta y estrechez en el pecho y dificultades respiratorias. Los síntomas de la sobre exposición pueden retrasarse. Pueden aparecer reacciones alérgicas en personas susceptibles. La concentración de MDI en una atmósfera saturada 13 ppb es aproximadamente 4000 veces mas baja que los LC50. Los efectos por la ingestión incluyen irritación y quemaduras de la boca, esófago, y estómago. El LD50 (oral-rata) para el MDI es mayor que 5000 mg·kg-1. DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 89 I.6. Bibliografía [I-1]. DOW CHEMICAL COMPANY; Índice de Incendio y Explosión. Guía para la clasificación de riesgos 5º edición, 2008. [I-2]. CASAL JOAQUIM, MOTIEL HELENA, PLANAS EULÀLIA, VÍLCHEZ JUAN A.; Análisis del riesgo en instalaciones industriales Edicions UPC 2001. [I-3]. ROBERT H. PERRY, DON W. GREEN; Manual del Ingeniero Químico Volumen IV Editorial Mc Graw Hill, séptima edición, 2001. [I-4]. API Estándar 526; BS EN ISO 4126-1:2004. [I-5]. RAY SINNOTT, GAVIN TOWLER; Diseño en Ingeniería Química Serie de Ingeniería Química Coulson & Richardson Editorial Reverté, quinta edición, 2008. [I-6]. DIRECTIVA 94/9/CE (consultada el 27 de agosto de 2013). [I-7]. DIRECTIVA 99/92/CE (consultada el 27 de agosto de 2013). [I-8]. RD 400/1996 dictado según directiva europea 94/9/CE relativa a los aparatos y sistemas de protección para su uso en atmósferas potencialmente explosivas (consultado el 31 de agosto de 2013). [I-9]. RD 681/2003 dictado sobre la directiva europea 99/92/CE sobre la protección de la salud y la seguridad de los trabajadores expuestos a los riesgos derivados de atmósferas explosivas en el lugar de trabajo (consultado el 31 de agosto de 2013). [I-10]. BASF; Manual del MDI Poliuretano, BASF S.A (consultado el 4 de septiembre de 2013). [I-11]. ROBERT C. REID, JOHN M. PRAUSNITZ, BRUCE E. POLING; “The Properties of Gases & Liquids” Editorial Mc GrawHill, cuarta edición, 1987. Pág. 96 Anexos G-K ! ! ! ! ! Fichas Internacionales de Seguridad Química ETANOL (ANHIDRO) ! ICSC: 0044 Octubre 2000 ! !Alcohol etílico ! ! CAS: !64-17-5 !CH3CH2OH / C2H6O ! RTECS: !KQ6300000 !Masa molecular: 46.1 ! NU: !1170 ! CE Índice Anexo I: !603-002-00-5 ! CE / EINECS: 200-578-6 ! ! ! ! TIPO DE PELIGRO / EXPOSICIÓN ! PELIGROS AGUDOS / SÍNTOMAS !PREVENCIÓN !PRIMEROS AUXILIOS / LUCHA CONTRA INCENDIOS ! INCENDIO !Altamente inflamable. !Evitar las llamas, NO producir chispas y NO fumar. NO poner en contacto con oxidantes fuertes. ! Polvo, espuma resistente al alcohol, agua en grandes cantidades, dióxido de carbono, ! EXPLOSIÓN !Las mezclas vapor/aire son explosivas. ! Sistema cerrado, ventilación, equipo eléctrico y de alumbrado a prueba de explosión. NO utilizar aire comprimido para llenar, vaciar o manipular.! En caso de incendio: mantener fríos los bidones y demás instalaciones rociando con agua. ! ! EXPOSICIÓN !! ! ! Inhalación !Tos. Dolor de cabeza. Fatiga. Somnolencia. ! Ventilación, extracción localizada o protección respiratoria. ! Aire limpio, reposo. ! Piel !Piel seca. !Guantes de protección.!Quitar las ropas contaminadas. Aclarar y lavar con agua y jabón. ! Ojos !Enrojecimiento. Dolor. Quemazón. ! Gafas ajustadas de seguridad. ! Enjuagar con agua abundante durante varios minutos (quitar las lentes de contacto si puede hacerse con facilidad), después proporcionar asistencia médica. ! Ingestión !Sensación de quemazón. Dolor de cabeza. Confusión. Vértigo. Pérdida del conocimiento. ! No comer, ni beber, ni fumar durante el trabajo. ! Enjuagar la boca. Proporcionar asistencia médica. ! ! DERRAMES Y FUGAS !ENVASADO Y ETIQUETADO ! Ventilar. Eliminar toda fuente de ignición. Recoger, en la medida de lo posible, el líquido que se derrama y el ya derramado en recipientes herméticos. Eliminar el residuo con agua abundante. ! Clasificación UE Símbolo: F R: 11 S: (2-)7-16 Clasificación NU Clasificación de Peligros NU: 3 Grupo de Envasado NU: II ! RESPUESTA DE EMERGENCIA !ALMACENAMIENTO ! Ficha de emergencia de transporte (Transport Emergency Card): TEC (R)-30S1170. Código NFPA: H 0; F 3; R 0; ! A prueba de incendio. Separado de oxidantes fuertes.! IPCS ! International ! Programme on ! Chemical Safety ! ! ! ! ! ! Preparada en el Contexto de Cooperación entre el IPCS y la Comisión Europea © IPCS, CE 2005! VÉASE INFORMACIÓN IMPORTANTE AL DORSO! DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 97 ! ! ! ! ! Fichas Internacionales de Seguridad Química ETANOL (ANHIDRO) ! ICSC: 0044 ! ! DATOS IMPORTANTES ! ESTADO FÍSICO; ASPECTO: Líquido incoloro, de olor característico. PELIGROS FÍSICOS: El vapor se mezcla bien con el aire, formándose fácilmente mezclas explosivas. PELIGROS QUÍMICOS: Reacciona lentamente con hipoclorito cálcico, óxido de plata y amoníaco originando peligro de incendio y explosión. Reacciona violentamente con oxidantes fuertes tales como ácido nítrico, nitrato de plata, nitrato de mercurio o perclorato magnésico, originando peligro de incendio y explosión. LÍMITES DE EXPOSICIÓN: TLV: 1000 ppm (como TWA), A4 (no clasificable como cancerígeno humano) (ACGIH 2004). MAK: 500 ppm; 960 mg/m3; Categoría de limitación de pico: II(2), Cancerígeno: categoría 5, Mutágeno: categoría 5, Riesgo para el embarazo: grupo C (DFG 2004).! VÍAS DE EXPOSICIÓN: La sustancia se puede absorber por inhalación del vapor y por ingestión. RIESGO DE INHALACIÓN: Por evaporación de esta sustancia a 20°C se puede alcanzar bastante lentamente una concentración nociva en el aire. EFECTOS DE EXPOSICIÓN DE CORTA DURACIÓN: La sustancia irrita los ojos. La inhalación de altas concentraciones del vapor puede originar irritación de los ojos y del tracto respiratorio. La sustancia puede afectar al sistema nervioso central. EFECTOS DE EXPOSICIÓN PROLONGADA O REPETIDA: El líquido desengrasa la piel. La sustancia puede afectar al tracto respiratorio superior y al sistema nervioso central, dando lugar a irritación, dolor de cabeza, fatiga y falta de concentración. Ver Notas.! PROPIEDADES FÍSICAS ! Punto de ebullición: 79°C Punto de fusión: -117°C Densidad relativa (agua = 1): 0,8 Solubilidad en agua: miscible Presión de vapor, kPa a 20°C: 5,8 Densidad relativa de vapor (aire = 1): 1,6! Densidad relativa de la mezcla vapor/aire a 20°C (aire = 1): 1,03 Punto de inflamación: 13°C c.c. Temperatura de autoignición: 363°C Límites de explosividad, % en volumen en el aire: 3.3-19 Coeficiente de reparto octanol/agua como log Pow: -0.32! DATOS AMBIENTALES ! ! NOTAS ! El consumo de etanol durante el embarazo puede afectar al feto. La ingesta crónica de etanol puede causar cirrosis hepática. El punto de inflamación de la disolución acuosa al 50% es 24°C. Esta ficha ha sido parcialmente actualizada en abril de 2005: ver Límites de exposición.! INFORMACIÓN ADICIONAL ! Límites de exposición profesional (INSHT 2013): VLA-EC: 1000 ppm; 1910 mg/m3 Notas: Esta sustancia tiene prohibida total o parcialmente su comercialización y uso como fitosanitario y/o biocida. ! Nota legal !Esta ficha contiene la opinión colectiva del Comité Internacional de Expertos del IPCS y es independiente de requisitos legales. Su posible uso no es responsabilidad de la CE, el IPCS, sus representantes o el INSHT, autor de la versión española. ! ! © IPCS, CE 2005 ! Pág. 98 Anexos G-K ! ! ! ! ! Fichas Internacionales de Seguridad Química ACETATO DE ETILO ICSC: 0367 ACETATO DE ETILO Acido acético, éster etílico C4H8O2/CH3COOC2H5 Masa molecular: 88.1 Nº CAS 141-78-6 Nº RTECS AH5425000 Nº ICSC 0367 Nº NU 1173 Nº CE 607-022-00-5 TIPOS DE PELIGRO/ EXPOSICION PELIGROS/ SINTOMAS AGUDOS PREVENCION PRIMEROS AUXILIOS/ LUCHA CONTRA INCENDIOS INCENDIO Altamente inflamable. Evitar llama abierta, NO producir chispas y NO fumar. AFFF, espuma resistente al alcohol, polvos, dióxido de carbono. EXPLOSION Las mezclas vapor/aire son explosivas. Sistema cerrado, ventilación, equipo eléctrico y de alumbrado a prueba de explosiones Evitar la generación de cargas electrostáticas (por ejemplo, mediante conexión a tierra). Utilícense herramientas manuales no generadoras de chispas. En caso de incendio: mantener fríos los bidones y demás instalaciones por pulverización con agua. Los bomberos deberían emplear indumentaria de protección completa, incluyendo equipo autónomo de respiración. EXPOSICION ! INHALACION Tos, vértigo, somnolencia, dolor de cabeza, náusea, jadeo, dolor de garganta, pérdida de conocimiento, debilidad. Ventilación, extracción localizada o protección respiratoria. Aire limpio, reposo, posición de semiincorporado y someter a atención médica. Respiración artificial si estuviera indicado. ! PIEL Enrojecimiento, dolor. Guantes protectores, traje de protección. Quitar las ropas contaminadas, aclarar la piel con agua abundante o ducharse y solicitar atención médica. ! OJOS Enrojecimiento, dolor. Gafas ajustadas de seguridad. Enjuagar con agua abundante durante varios minutos (quitar las lentes de contacto si puede hacerse con facilidad), después consultar a un médico. ! INGESTION Dolor abdominal, vértigo, náusea, dolor de garganta, debilidad. Enjuagar la boca, dar a beber abundante agua y someter a atención médica. DERRAMAS Y FUGAS ALMACENAMIENTO ENVASADO Y ETIQUETADO Evacuar la zona de peligro. Recoger en la medida de lo posible el líquido que se derrama y el ya derramado en recipientes herméticos. Absorber el líquido residual en arena o absorbente inerte y trasladarlo a lugar seguro. (Protección personal adicional: traje de protección completa incluyendo equipo autónomo de respiración). A prueba de incendio. Separado de oxidantes fuertes, ácidos y bases. Mantener en lugar frío, seco. Almacenar herméticamente cerrado. símbolo F símbolo Xi R: 11-36-66-67 S: (2-)16-26-33 Clasificación de Peligros NU: 3 Grupo de Envasado NU: II CE: VEASE AL DORSO INFORMACION IMPORTANTE DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 99 ! ! ! ! ICSC: 0367 Preparada en el Contexto de Cooperación entre el IPCS y la Comisión de las Comunidades Eurpoeas © CCE, IPCS, 1994 Fichas Internacionales de Seguridad Química ACETATO DE ETILO ICSC: 0367 D A T O S I M P O R T A N T E S ESTADO FISICO; ASPECTO Líquido incoloro, de olor característico. PELIGROS FISICOS El vapor es más denso que el aire y puede extenderse a ras del suelo; posible ignición en punto distante. PELIGROS QUIMICOS El calentamiento intenso puede originar combustión violenta o explosión. La sustancia se descompone bajo la influencia de luz UV, bases y ácidos. La solución en agua es un ácido débil. Reacciona con oxidantes fuertes, bases o ácidos. Ataca muchos metales en presencia de agua. Ataca los plásticos. LIMITES DE EXPOSICION TLV: 400 ppm; 1400 mg/m3 (ACGIH 1990-1991). VIAS DE EXPOSICION La sustancia se puede absorber por inhalación del vapor. RIESGO DE INHALACION Por evaporación de esta sustancia a 20°C se puede alcanzar bastante rápidamente una concentración nociva en el aire. EFECTOS DE EXPOSICION DE CORTA DURACION La sustancia irrita los ojos, la piel y el tracto respiratorio. La sustancia puede tener efectos sobre el sistema nervioso. La exposición muy por encima del OEL puede producir la muerte. Se recomienda vigilancia médica. EFECTOS DE EXPOSICION PROLONGADA O REPETIDA El contacto prolongado o repetido con la piel puede producir dermatitis. PROPIEDADES FISICAS Punto de ebullición: 77°C Punto de fusión: -84°C Densidad relativa (agua = 1): 0.9 Solubilidad en agua: Muy buena Presión de vapor, kPa a 20°C: 10 Densidad relativa de vapor (aire = 1): 3.0 Punto de inflamación: 7°C (o.c.)°C Temperatura de autoignición: 427°C Límites de explosividad, % en volumen en el aire: 2.2- 11.5 Coeficiente de reparto octanol/agua como log Pow: 0.73 DATOS AMBIENTALES Esta sustancia puede ser peligrosa para el ambiente; debería prestarse atención especial al agua. N O T A S El consumo de bebidas alcohólicas aumenta el efecto nocivo. Está indicado examen médico periódico dependiendo del grado de exposición. Los síntomas del edema pulmonar no se ponen de manifiesto a menudo hasta pasadas algunas horas y se agravan por el esfuerzo físico. Reposo y vigilancia médica son por ello imprescindibles. Nombres comerciales: Acetidin, Vinegar naphtha. Tarjeta de emergencia de transporte (Transport Emergency Card): TEC (R)-76 Código NFPA: H 1; F 3; R 0; INFORMACION ADICIONAL FISQ: 1-003 ACETATO DE ETILO ICSC: 0367 ACETATO DE ETILO © CCE, IPCS, 1994 Pág. 100 Anexos G-K 10. Evaluación económica Índice 10. Evaluación económica ............................................................................ 100 J.0. Glosario ........................................................................................................... 101 J.1. Introducción .................................................................................................... 102 J.2. Costes de capital ............................................................................................ 102 J.2.1. Cálculo de los costes de capital ................................................................ 104 J.2.1.1. Cálculo de costes de capital de VR-01 ................................................... 105 J.2.1.2. Cálculo de costes de capital de VT-01 ................................................... 107 J.2.1.3. Cálculo final de los costes de capital ..................................................... 108 J.3. Costes de fabricación .................................................................................... 109 J.3.1. Estimación de los costes de fabricación .................................................. 111 J.4. Balance económico ........................................................................................ 114 J.5. Bibliografía ...................................................................................................... 115 DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 101 J.0. Glosario CP,v,r : coste del equipo P de capacidad v en el año r [€] CP,v,s : coste del equipo P de capacidad v en el año s [€] CP,u,r : coste del equipo P de capacidad u en el año r [€] a: exponente que relaciona capacidad v con capacidad u [-]; coeficiente para diferentes equipos auxiliares [-] Ir : índice de costes en el año r [-] Is : índice de costes en el año s [-] FBMa: factor de instalación [-] FBMcs: factor de instalación en acero al carbono [-] ft: proporción de los costes del piping [-] FP: factor relativo a la presión [-] CBMtot: coste total de equipos [$] Cc: coste de contingencia [$] CF: coste de honorarios [$] CSD: coste de desarrollo del lugar [$] CAB: coste de edificios auxiliares [$] COS: coste extra capital [$] Cs,u : coste de los productos auxiliares [$] Cs,f: coste del combustible [$] CRM: coste de materias primas [€] CM: costes de mantenimiento [€] CSO: costes de suministros de operación [€] CLAB: costes de laboratorio [€] CGI: costes de los gastos indirectos [€] CIS: costes de los impuestos y los seguros [€] CGA: costes de gastos administrativos [€] CID: Costes investigación y desarrollo [€] CTF: costes totales de fabricación [€] I: ingresos [€] B: beneficios [€] Rj: flujo de caja originado por la inversión en el año j [€·año-1] Kj: pago de la inversión en el año j [€·año-1] m, n: el número de años [-] r, i: el tipo de actualización [-] A: amortización [€·año-1] F: coste de equipo [€] Pág. 102 Anexos G-K J.1. Introducción Una vez diseñada la operación, los equipos y realizado el análisis de seguridad del proceso, es necesario estimar su coste y analizar la rentabilidad del mismo. Esto es de una importancia capital ya que la totalidad de los procesos que se desarrollan en la industria buscan como objetivo principal la obtención de unos beneficios que hagan rentable la inversión inicial que se deba llevar a cabo. Dado que no es sencillo llevar a cabo una estimación exacta del coste del proyecto, se decide hacer una estimación lo suficientemente buena empleando métodos de estimación que aparecen en [J-1]. J.2. Costes de capital Los costes de capital son aquellos derivados del hecho de poseer la planta química propiamente; representan el coste de los equipos, de la instalación, de los materiales, etc. Los costes de fabricación son variables en el tiempo en función de la producción que se tenga, pero los costes de capital son constantes [J-1]. Existen muchos métodos para estimar dichos costes, aunque uno de los más comunes, y que permite estimar con un margen de un 20-30% de error sobre la realidad los costes de los equipos, es el de escalar los costes de equipos según su capacidad y según el precio del mercado. De esta manera, el coste de un equipo se puede expresar como: !!,!,!=!!,!,!·! ! ! (Ec. J.1) Donde CP,v,r es el coste del equipo P de capacidad v en el año r. Por consiguiente CP,u,r es el coste del mismo equipo P de capacidad u en el año r; la relación entre ambas capacidades viene dada por el exponente a que depende del tipo de equipo en cuestión. En cuanto a la variación de precios en el mercado se tiene que, fijados el equipo y la capacidad del mismo se tiene que: !!,!,!=!!,!,!·!! !! (Ec. J.2) Donde, análogamente, se hace referencia al coste del equipo P de capacidad v pero en años distintos (s y r); los valores Ir y Is son los índices de coste en los años r y s respectivamente. Combinando ambas se obtiene que: !!,!,!=!!,!,!·!! !! =!!,!,!·! ! ! ·!! !! (Ec. J.3) DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 103 Para las ecuaciones (Ec. J.2) y (Ec. J.3) se utiliza como índice de costes el índice CE (Chemical Engineering), índice que se publica cada dos semanas en la revista Chemical Engineering. El uso de este índice presenta algunas ventajas: está basado en equipos comúnmente usados en la construcción de plantas químicas, están incluidas las posibles mejores de productividad en la fabricación y construcción del equipos y los costes de ingeniería, material, manufacturing e instalación básicos también están incluidos. Estos últimos, los costes de instalación son especialmente importantes. El equipo en sí no sólo ha de ser transportado a la localización de la planta, si no que además es necesario montar el piping, la estructura de acero, el aislamiento, la instrumentación, etc. Con esto, los costes de instalación suelen ser mayores que los costes del propio equipo. De [L-1] se extrae que existe un método por “factores por módulos”, propuesto por Guthrie, que permite hacer una estimación precisa, directa y de forma relativamente sencilla. Una primera aproximación para la estimación del coste de instalación consiste en multiplicar el coste del equipo por un factor de instalación, FBM, obteniendo la siguiente ecuación: !!" =! !" !·!! (Ec. J.4) Donde CBM es el coste de instalación y CP el coste del equipo. Este factor FBM depende básicamente de la naturaleza del proceso. Este factor de instalación comprende los materiales necesarios para la instalación del equipo, así como el transporte, el seguro y los impuestos, la mano de obra y los costes de ingeniería. Este factor se calcula a partir de las tablas que se ofrecen en [J-1], expresado en tanto por ciento respecto del coste del equipo. Estas tables están referidas para la fabricación de los componentes en acero al carbono como material de construcción (FBMcs). En el caso de que no sea el material indicado, se puede aplicar una corrección tal y como se detalla en [J-1] y el factor FBM quedaría como: ! !" =! !" !" +1+0,7·! !·! !·! !−1 (Ec. J.5) Donde ft es la proporción de los costes del piping (que se extraen de la tabla J.1) y FP es el factor relativo a la presión a la que trabaja el equipo, teniendo un valor de unidad cuando se trabajan a presiones bajas. Pág. 104 Anexos G-K Tabla J. 1. Factores de piping representativos de algunos equipos [J-1] Finalmente, se tienen en cuenta los costes derivados de la instalación del equipos en una planta química nueva, preparación del lugar, edificios auxiliares y capital extra necesario, a partir de la tabla siguiente: Tabla J. 2. Valores de los costes derivados en % [J-1] Se utilizará el valor medio del porcentaje mostrado en la tabla J.2. para el cálculo del equipo en cuestión. J.2.1. Cálculo de los costes de capital Para poder llevar a cabos el cálculo de los costes de los equipos y de su instalación, es necesario recoger toda la información previa mostrada en los anexos correspondientes; de esta manera, se tiene que se puede dividir cada equipo en distintas sub-unidades: Equipo Unidad TAG VR-01 Recipiente a presión AISI 316Ti VR-001 Motor de 20 kW ATEX M-001 Agitador Ekato Paravisc © GA-001 Encamisado con deflectores en espiral COIL-001 VT-01 Recipiente a presión AISI 316Ti VT-001 Motor de 0,5 kW ATEX M-002 Agitador Turbina Rushton GA-002 Encamisado de media caña COIL-002 Tabla J. 3. Resumen de las unidades por equipos DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 105 El procedimiento de cálculo es sencillo: 1. Estimación de los costes directos de los equipos mediante las tablas y gráficos hallados en [J-1]. 2. Actualización de los costes al presente año. 3. Cálculo de los costes de instalación de cada unidad. 4. Cálculo de los costes de contingencia y de honorarios, así como los costes derivados de los equipos auxiliares. Cabe tener en cuenta, previo cálculo, que el índice CE para 1982 es de 315 y para 2013 es de 569.5 [J-2]. Sobre las unidades de proceso, cabe destacar que todas están construidas en acero AISI 316 Ti y que tienen su correspondiente certificado CE. J.2.1.1. Cálculo de costes de capital de VR-01 Recipiente a presión AISI316 Ti Variables de interés: diámetro (2,1625 m), altura (2,7227 m), material (AISI 316Ti), presión de trabajo (2,5 bar); tanque vertical. De la tabla 5-44 de [J-1] se obtiene que: !!=1,8·10!!$· 569,5 315 =32.542,857!$ ! !2,5!!"# =1,3 ! !=4 ! !" !=11,5 Y aplicando (Ec. J.4): !!" =11,5·32.542,857!$=374.242,85!$ Motor de 20 kW ATEX Variables de interés: potencia (20 kW), a prueba de explosiones (certificado ATEX). De la tabla 5-20 [J-1]: !!=2·10!!$· 569,5 315 =3.615,873!$ ! !=! !" !=2 Pág. 112 Anexos G-K Para ello, se consulta la tabla 6-2 de [J-1] y se extrae que: Equipo Etapa Operarios VR-01 VR-01(1) 0,5 + 0,3 + 0,1 VR-01(2) 0,5 + 0,3 + 0,1 VR-01(3) 0,5 + 0,3 + 0,1 VR-01(4) 0,5 + 0,3 + 0,1 VR-01(5) 0,5 + 0,3 + 0,1 VT-01 VT-01(1) 0,5 + 0,3 + 0,1 VT-01(2) 0,5 + 0,3 + 0,1 VT-01(3) 0,5 + 0,3 + 0,1 VT-01(4) 0,5 + 0,3 + 0,1 TOTAL 8,1 ≅ 9 operarios Tabla J. 5. Cálculo de las necesidades de mano de obra Como existen tres turnos en planta, se tiene que se deben tener un total de 27 operarios. El suelo aproximado de un trabajador del sector químico como operario de producción es de 17.450 € anuales (actualizado a 2013), con lo que: !!" =27!!"#$%$&!' · 17.450!€ !"#$%$&! ·!ñ! =471.150! € !ñ! Los costes de mantenimiento de la instalación, los costes de suministros de operación y los costes de laboratorio se definen como [J-1]: !!=0,06 ·!!" (Ec. J.13) !!" =0,15 ·!! (Ec. J.14) !!"# =0,15 ·!!" (Ec. J.15) Con lo que: !!=0,06 ·1.183.342,643!€=71.000,558!€ !ñ! !!" =0,15 ·71.000,558!€=10.650,083!€ !ñ! !!"# =0,15 ·471.150!€ !ñ! =70.672,50!€ !ñ! DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 113 Finalmente, se tienen los costes indirectos, los costes de impuestos y seguros y los gastos administrativos que se definen como siguen: !!" =0,6·!!" (Ec. J.16) !!" =0,02 ·!!" (Ec. J.17) !!" =0,15 ·!!" (Ec. J.18) Con lo que: !!" =0,6·471.150!€ !ñ! =282.690!€ !ñ! !!" =0,02 ·1.183.342,643 € !ñ! =23.666,852!€ !ñ! !!" =0,15 ·282.690!€ !ñ! =42.403,50!€ !ñ! Los costes eléctricos y de agua se estiman, respectivamente, en 300.000 € y 250.000 € anuales. Con lo que hasta el momento, se pueden calcular los costes totales sin tener en cuenta la materia prima: !!= 471.150!€ !ñ! +71.000,55!€ !ñ! +10.650,08!€ !ñ! +70.672,50!€ !ñ! +282.690!€ !ñ! +23.666,85!€ !ñ! + 42.403,50!€ !ñ! +300.000!€ !ñ! +250.000!€ !ñ! !!=1.522.233,49! € !ñ! ! Se añaden los costes de investigación y desarrollo y de distribución y venta: !!" =0,15 ·!! (Ec. J.19) Con lo que: !!" =0,15 ·1.522.233,49! € !ñ! =228.335,022! € !ñ! ! Finalmente, se calculan los costes de fabricación totales como: !!" =!!" +!!+!!" =11.436.348,14! € !ñ!+1.522.233,49! € !ñ!+228.335,022! € !ñ! ! !!" =13.186.916,642! € !ñ! Pág. 114 Anexos G-K Se estiman que los ingresos generados por la venta de Angelus son de 2500 €·tonelada-1 [J-4] con lo que conociendo la producción: !=9000! !"#$%&'&( !ñ! · 2.500!€ 1!!"#$%&'& =22.500.000! € !ñ! Y los beneficios: !=!−!!" =22.500.000! € !ñ! −13.186.916,642!! € !ñ! =9.313.083,358! € !ñ! J.4. Balance económico Una vez se conocen los beneficios, se debe calcular la cantidad de años necesarios para amortizar la inversión inicial calculada como costes de capital. Para ello se utilizará el valor neto actual o VAN [J-1], que se define como el valor actualizado de todos los rendimientos financieros generados por la inversión, es decir, la ganancia o rentabilidad absoluta a precios actuales. Se expresa como: !"# = !! (!!!)! ! !!!− !! (!!!)! ! !!! (Ec. J.20) Donde Rj es el flujo de caja originado por la inversión en el año j y que se emplea en pagar la inversión, Kj, el pago de la inversión en el año j, m, el número de años, y r, el tipo de actualización. Para determinar el número de años para amortizar el equipo se utiliza la anualidad, que se define como sigue [J-1]: !=!·!·(!!!)! (!!!)!!! (Ec. J.21) Si se supone una tasa de inflación del 3% y que el valor a final de vida útil de los equipos es nulo y que se destina un 10% de los beneficios a la amortización de los equipos, es posible calcular la anualidad: 0,1·9.313.083,358!!€=1.183.342,643!€· 0,03 ·(1+0,03)! (1+0,03)!−1 Que resolviendo la ecuación: !=1,315!!ñ!" DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 115 J.5. Bibliografía [J-1]. ULRICH, GAEL D. A guide to chemical engineering process design and economics John Wiley & Sons 1984. [J-2]. Chemical Engineering: http://www.che.com/ [consultada el 21 de septiembre de 2013] [J-3]. Quiminet.com: http://www.quiminet.com/ [consultada el 21 de septiembre de 2013] [J-4]. DSM COATING RESINS; Departamento de Finanzas [consultado el 14 de septiembre de 2013] Pág. 116 Anexos G-K Anexo K. P&ID, planos de equipos Índice Anexo K. P&ID, planos de equipos .............................................................. 116 K.1. Plano VR-01 .................................................................................................... 117 K.2. Plano de VT-01 ............................................................................................... 117 K.3. Plano del agitador de VR-01, Ekato Paravisc © .......................................... 119 K.4. Plano del agitador de VT-01, turbina Rushton de seis palas .................... 120 DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 117 K.1. Plano VR-01 Plano K. 1. Equipo de proceso, VR-01 K.2. Plano de VT-01        5 5                                                 %HOGD)HUUtQ 3)&'LVHxRGHXQUHDFWRU TXtPLFRSDUDODIDEULFDFLyQGH UHVLQDVGHSROLXUHWDQR $GULiQ 95 1~PHUR (OHPHQWR  'HVFDUJD95  ,QVWUXPHQWDFLyQ  1LWUyJHQR  369  6RQGDGHQLYHODOWR  &ROHFWRU03  'LVFRGHUXSWXUD  (MHDJLWDGRU  9HQWHR  3UHVRVWDWR  %RFDGHKRPEUH (VFDOD 3URIHVVRU 127$ *UXS &RJQRPV 1RP ([HUFLFL ([SUHVVLy*UjILFDDO(QJLQ\HULD Pág. 118 Anexos G-K Plano K. 2. Equipo de proceso, VT-01 5 5              ;  ; ;  ;                       3)&'LVHxRGHXQUHDFWRU TXtPLFRSDUDODIDEULFDFLyQGH UHVLQDVGHSROLXUHWDQR %HOGD)HUUtQ $GULiQ 1~PHUR (OHPHQWR  7UDQVIHUHQFLD  ,QVWUXPHQWDFLyQ  3UHVRVWDWR  369  9HQWHR  &ROHFWRU03  6RQGDQLYHODOWR  %RFDGHKRPEUH  'LVFRGHUXSWXUD  1LWUyJHQR  (MHDJLWDGRU (VFDOD 3URIHVVRU 127$ *UXS &RJQRPV 1RP ([HUFLFL ([SUHVVLy*UjILFDDO(QJLQ\HULD DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 119 K.3. Plano del agitador de VR-01, Ekato Paravisc © Plano K. 3. Agitador Ekato Paravisc (c)              $ 5 5 5  $ 5 5  5   3)&'LVHxRGHXQUHDFWRUTXtPLFR SDUDODIDEULFDFLyQGHUHVLQDVGH SROLXUHWDQR %HOGD)HUUtQ $GULiQ (VFDOD 3URIHVVRU 127$ *UXS &RJQRPV 1RP ([HUFLFL ([SUHVVLy*UjILFDDO(QJLQ\HULD Pág. 120 Anexos G-K K.4. Plano del agitador de VT-01, turbina Rushton de seis palas Plano K. 4. Agitador turbina Rushton de seis palas     5       3)&'LVHxRGHXQUHDFWRUTXtPLFR SDUDODIDEULFDFLyQGHUHVLQDVGH SROLXUHWDQR %HOGD)HUUtQ $GULiQ (VFDOD 3URIHVVRU 127$ *UXS &RJQRPV 1RP ([HUFLFL ([SUHVVLy*UjILFDDO(QJLQ\HULD DISEÑO DE UN REACTOR QUÍMICO PARA LA FABRICACIÓN DE RESINAS DE POLIURETANO Pág. 121 K.5. P&ID VR-01 Plano K. 5. P&ID VR-01