159054191 Diseno de Una Planta de Produccion de Acetaldehido

Diseño de una Planta de producción de Acetaldehído

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UNIVERSIDAD NACIONAL DE PIURA

FACULTAD DE INGENIERIA DE MINAS

ESCUELA PROFESIONAL DE INGENIERIA QUIMICA

DISEÑO DE UNA PLANTA DE PRODUCCIÓN DE ACETALDEHÍDO

Curso : Diseño de Plantas Industriales

Docente : Ing. BRUNO CHUNGA P.

Alumno : BERRÚ MONDRAGÓN, James Catalino

Piura, julio del 2013


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Introducción

El acetaldehído, CH3CHO es un intermediario importante en la síntesis orgánica

industrial del ácido acético, anhídrido acético, n-butanol y 2-etilhexanol son los

principales productos derivados de acetaldehído. Cantidades más pequeñas de

acetaldehído también se utilizan en la fabricación de pentaeritritol, trimetilolpropano,

piridinas, ácido peracético, crotonaldehído, cloral, glicol, 1,3-butileno, y ácido láctico.

El acetaldehído (etanal) se preparó por primera vez por Scheele en 1774, por la acción

del dióxido de manganeso y ácido sulfúrico en etanol. Liebig estableció la estructura

del acetaldehído en 1835, cuando se preparó una muestra pura mediante la oxidación

de alcohol etílico con ácido crómico. Liebig nombró el compuesto "aldehído" de las

palabras en latín y se traduce como (al cohol) dehyd (rogenated). Kutscherow observó

la formación de acetaldehído mediante la adición de agua al acetilenoen1881.

El acetaldehído es un intermediario importante en la producción de ácido acético,

anhídrido acético, acetato de etilo, ácido peracético, pentaeritritol, cloral, glioxal,

alquilaminas, y piridinas. El acetaldehído se utilizó extensamente durante la primera

Guerra Mundial como un producto intermediario para la fabricación de acetona a partir

de ácido acético.

Los procesos comerciales para la producción de acetaldehído incluyen: la oxidación o

deshidrogenación de etanol, la adición de agua al acetileno, la oxidación parcial de

hidrocarburos, y la oxidación directa de etileno. Se estima que en 1976, 29 empresas

con más de 82% de la población mundial 2,3 megatones por capacidad de la planta

año utilizan el procesos Wacker de Hoechst para la oxidación directa del etileno.

El acetaldehído es un producto intermedio normal en la respiración de las plantas

superiores.

Se produce en trazas en todas las frutas maduras que tienen un sabor agrio antes de

la maduración, el contenido de aldehído de los compuestos volátiles se ha sugerido

como un índice químico de maduración durante el almacenamiento en frío de las

manzanas. El acetaldehído es un producto intermedio de la fermentación alcohólica,

pero se reduce casi inmediatamente a etanol. Se puede formar en el vino y otras

bebidas alcohólicas después de la exposición al aire, y confieren un sabor

desagradable; el aldehído normalmente reacciona para formar acetal dietílico y acetato

de etilo. El acetaldehído es un producto intermedio en la descomposición de los

azúcares en el cuerpo y, por lo tanto, se produce en trazas en la sangre.

El acetaldehído es un producto de la mayoría de las oxidaciones de hidrocarburos.


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Capítulo 2. PROPIEDADES Y USOS

2.1. Propiedades Físicas.

El acetaldehído es un líquido incoloro, volátil que tiene un olor sofocante,

penetrante que es algo afrutado y agradable en concentraciones diluidas.

Algunas propiedades físicas de acetaldehído se dan en la Tabla1.1.

Los puntos de congelación de las soluciones acuosas de acetaldehído son los

siguientes: 4,8% en peso, -2,5°C; 13,5% en peso, -7,8°C y 31,0% en peso, -

23,0 °C.

El acetaldehído es miscible en cualquier proporción con agua y disolventes

orgánicos más comunes: acetona, benceno, alcohol etílico, éter etílico,

gasolina, paraldehído, tolueno, xileno, trementina y ácido acético.

Tabla 2.1. Propiedades Físicas del Acetaldehído

Propiedades Valores

Peso Formula 44.053

Punto de Fusión -123.5

Punto de Ebullición a 101.3 kPa (1 atm),

°C 20.16

Densidad, d4° 0.8045

d4 11 0.7901

d4 15 0.7846

d4 20 0.778

Coeficiente de Expansión por °C (0-

30°C) 0.00169

Índice de Refracción, nD20 1.33113

Densidad de Vapor (aire = 1) 1.52

Tensión Superficial a 20 °C, mN/ma 21.2

Viscosidad Absoluta a 15 °C mPa.s b 0.02456

Calor Específico a 0 °C, J/(g.K) 2.18

a 25 °C c 1.41

alfa= Cp/Cv a 30 °C y 101,3 kPa c 1.145

Calor Latente de Fusión, kJ/mol c 3.24

Calor Latente de Vaporización, kJ/mol 25.71

Calor de Solución en Agua 0 °C, kJ/mol -8.2

a 25 °C c -6.82

Calor de Combustión del Líquido a

Presión Constante, kJ/mol c 11867.9

Calor de Formación a 273 K, kJ/mol c -165.38

Energía Libre de Formación a 273 K,

kJ/mol c -136.4

Temperatura Crítica, °C 181.5

Presión Crítica, Mpa (atm) 6.40 (63.2)


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Momento Dipolar, Cm (debyes) 9.04*10^-30

(2.69)

Potencial de Ionización, Ev 10.5

Constante de Disociación a 0 °C, K a 0.7*10^-14

Punto de Inflamación, tapa cerrada, °C -38

Temperatura de Ignición en el Aire, °C 165

Límites de Explosividad de la mezcla

con el aire, % en volumen de

Acetaldehído

4.5 - 60.5

2.2. Propiedades Químicas.

El acetaldehído es un compuesto altamente reactivo que presenta las

reacciones generales de los aldehídos; bajo condiciones adecuadas, el oxígeno

o cualquier hidrógeno pueden ser reemplazados.

El acetaldehído sufre numerosa condensación, adición, y las reacciones de

polimerización.

2.2.1. Descomposición.

El acetaldehído se descompone a temperaturas por encima de 400 °C,

formando principalmente metano y monóxido de carbono. La energía de

activación de la reacción de pirolisis es 97,7 kJ/mol (408,8 kcal/mol). Ha habido

muchas investigaciones de la fotolítica y la descomposición radical inducida

de acetaldehído y acetaldehídos deuterados.

2.2.2. El Hidrato y la forma Enol.

En soluciones acuosas, existe el acetaldehído en equilibrio con el hidrato,

CH3CH(OH)2. El grado de hidratación puede ser calculado a partir de una

ecuación derivada por BellyClunie. El resultado de calor de hidrataciones es -

21,34 kJ/mol (89.29 kcal/mol); hidratación se ha atribuido a la conjugación

hiper. La forma enol, alcohol vinílico (CH2=CHOH) existe en equilibrio con el

acetaldehído al grado de aproximadamente una molécula por 30.000. El enol

acetaldehído ha sido acetilado con cetona para formar acetato de vinilo.

2.2.3. Oxidación.

El acetaldehído se oxida fácilmente con oxígeno o aire a ácido acético,

anhídrido acético, y ácido peracético (véase el ácido acético y derivados). El

principal producto aislado depende de las condiciones de reacción. El ácido

acético se produce comercialmente por la oxidación de acetaldehído en fase

líquido a 65 °C con acetato de cobalto o manganeso disuelto en ácido acético

como catalizador. El acetaldehído en fase líquido se oxida en presencia de

acetatos mixtos de cobre y cobalto obteniéndose anhídrido acético. Ácido


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peroxiacético o un peréster se cree que es el precursor del ácido acético y

anhídrido acético.

Hay dos procedimientos comerciales para la producción de ácido peracético. La

oxidación a baja temperatura de acetaldehído en presencia de sales de

metales, la irradiación ultravioleta o de ozono, los rendimientos mono per

acetato acetaldehído, puede ser descompuestos en ácido peracético y

acetaldehído. El ácido peracético se puede formar también directamente por

oxidación en fase líquida a 5 - 50 °C con un catalizador de sal de cobalto. La

oxidación de los ácidos nítrico de acetaldehído produce glioxal. Las oxidaciones

de p-xileno a ácido tereftálico y de etanol a ácido acético son activadas por

acetaldehído.

2.2.4. Reducción.

El acetaldehído se reduce fácilmente a etanol. Los catalizadores adecuados

para la hidrogenación en fase vapor es el soporte de níquel y óxido de cobre.

Oldenberg y Rosehan estudiaron la cinética de la hidrogenación de

acetaldehído sobre un catalizador de níquel comercial.

2.2.5. Polimerización.

Paraldehído, 2,4,6 – trimetil - 1,3,5 - trioxano, un trímero cíclico de acetaldehído

se forma cuando un ácido mineral, tal como ácido sulfúrico, fosfórico, o ácido

clorhídrico, se añade a acetaldehído. El paraldehído también se puede formar

continuamente por la alimentación de acetaldehído como un líquido a 15 -20 ºC

durante un ion de ácido y resina de intercambio. La despolimerización de

paraldehído se produce en presencia de catalizadores ácidos. Después de la

neutralización con acetato de sodio, el acetaldehído y paraldehído se recuperan

por destilación. El paraldehído es un líquido incoloro, que hierve a 125,35 °C.

101 kPa (1 atm).

Metaldehído, un tetrámerocíclico de acetaldehído, se forma a temperaturas

inferiores a 0°C en presencia de cloruro de hidrógeno seco o piridina bromuro

de hidrógeno. El metaldehído cristaliza en la solución y se separa del

paraldehído por filtración. Metaldehído se funde en un tubo sellado a 246,2 °C y

se sublima a 115 °C con despolimerización parcial.

Travers y Letortlosprimeros en descubrir el Poliacetaldhído, polímero de

caucho con una estructura acetal, en 1936. Más recientemente, se ha

demostrado que el blanco, no pegajoso, y el polímero altamente elástico

pueden estar formados por polimerización catiónica con BF3 en etileno líquido.

A temperaturas por debajo de -75°C con iniciadores aniónicos, tales como

alquilos de metal en un disolvente de hidrocarburo, se obtiene un polímero

isotáctico cristalino. Este polímero también tiene una estructura de acetal

[estructura de poli (oximetileno)]. Los pesos moleculares en el intervalo de

800.000 -3000000 han sido reportados. El poliacetaldehido es inestable y se

despolimeriza en pocos días a acetaldehído. Los métodos utilizados para la


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estabilización de poliformaldehido no han tenido éxito con poliacetaldehido y el

polímero no tiene ningúna importancia práctica (ver resinas de acetal).

2.2.6. Las reacciones con aldehídos y cetonas:

La condensación catalizada en base del acetaldehído conduce al

regulador, acetaldol que puede ser hidrogenado para formar 1,3 butanodiol o

deshidratados para formar crotonaldehído. El crotonaldehído también se puede

hacer directamente por la condensación en fase de vapor de acetaldehído

sobre un catalizador. El crotonaldehído fue anteriormente un producto

intermedio importante en la producción de butiraldehído, butanol y 2 -

etilhexanol. Sin embargo, ha sido sustituido completamente con butiraldehído

del proceso oxo. Todavía se requiere una pequeña cantidad de crotonaldehído

para la producción de ácido crotónico.

El acetaldehído forma aldoles con otros compuestos carbonilos que contienen

átomos de hidrógeno activos. Los estudios cinéticos de la condensación

aldólica del acetaldehído y acetaldehídos deuterados han demostrado que solo

los átomos de hidrógeno unidos al carbono adyacente al grupo -CHO toma

parte en las reacciones de condensación y el intercambio de hidrógeno. Un

alcoholhexilo, 2-etil- 1butanol, se produce, industrialmente por la condensación

del acetaldehído y butaraldehido en solución de sosa cáustica diluida seguido

por hidrogenación de la acroleína intermedia. (Ver alcoholes, alifáticos

superiores) condensación de acetaldehído en presencia de clorhidrato de

dimetil amina obteniendo polienales que pueden ser hidrogenar una mezcla de

alcoholes que contienen de 4 a 22 átomos de carbono.

La reacción catalizada en base de acetaldehído con un exceso de formaldehido

esta ruta comercial a pentaeritritol. La condensación aldólica de tres moles de

forma de aldehído con un mol de acetaldehído es seguido por una reacción de

Cannizzaro cruzada en trepentaerythrose, el producto intermedio, y

formaldehido para dar pentaeritritol. El proceso procede a la finalización sin

aislamiento del intermedio. Pantaerythrose se ha hecho mediante la

condensación de formaldehido y acetaldehído a 45 °C utilizando óxido de

magnesio como catalizador. La reacción en fase de vapor de acetaldehído y

formaldehído a 45ºC sobre un catalizador compuesto de óxido de lantano en

gel de sílice da acroleína.

El acetato de etil se produce comercialmente por la condensación Tischenk o

de acetaldehído con un catalizador de etóxido de aluminio. La reacción de

Tischenk o de acetaldehído con isobutiraldehído produce una mezcla de

acetato de etilo, acetato de isobutiloyisobutirato de isobutilo.

2.2.7. Reacción con Amoniaco y Aminas.

Se añade fácilmente amoníaco al acetaldehído para formar acetaldehído de

amoniaco. El Dietilamina se obtiene cuando se añade acetaldehído a una


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solución acuosa saturada o solución alcohólica de amoniaco y la mezcla se

calienta a 50-75 °C en presencia de un catalizador de níquel el hidrógeno a 1,2

MPa (12atm). La Piridina y los derivados de piridina se hacen de paraldehído

amoniaco acuoso en presencia de un catalizadora temperaturas elevadas;

acetaldehído también pueden ser utilizado por los rendimientos de piridinas o

generalmente más bajos que cuando paraldehídos es el material de partida.

Levy y Othmerhan estudiaron la reacción en fase de vapor de formaldehído,

acetaldehído, y amoniaco a 360 ºC más con catalizadores de óxido; con

rendimiento del 49% de piridina y picolinasse obtuvo usando un catalizador de

sílice-alúmina activada. Brown polímeros se producen cuando el acetaldehído

reacciona con amoníaco o aminasa un pH de 6-7 y la temperatura de 3 – 25ºC.

Con acetaldehído, una


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Capítulo 3. PROCESOS DE FABRICACIÓNY SELECCIÓN

La economía de los diversos procesos para la fabricación de acetaldehído es

fuertemente dependiente del precio de la materia prima utilizada. Desde 1960, la

oxidación en fase líquida de etileno ha sido el proceso de elección. Sin embargo,

todavía hay producción comercial por la oxidación parcial de alcohol etílico, la

deshidrogenación de alcohol etílico y la hidratación de acetileno. El acetaldehído

también se forma como un co-producto con alcohol etílico y ácido acético.

3.1. Oxidación del etileno

Wacker - Chemie y Hoechst Farbwerke, desarrollaron la oxidación en fase

líquida directa de etileno en 1957 - 1959. El catalizador es una solución acuosa

de PdCl2 y CuCl2. En 1894, F.C Phillips observó la reacción de etileno con una

solución acuosa de cloruro de paladio para formar acetaldehído.

C2H4+PdCl2 + H2O CH3CHO +Pd +2HCl

El paladio metálico se vuelve a oxidar a PdCl2 con CuCl2 y el cloruro cuproso

formado se vuelve a oxidar con oxígeno o aire.

Pd + 2CuCl2 PdCl2 +2CuCl

2CuCl+½O2 + 2HCl 2CuCl2 + H2O

El resultado neto es un proceso en el que el etileno se oxida continuamente a

través de una serie de reacciones de oxidación -reducción.

C2H4 + ½O2 CH3CHO H = -244 kJ (102.1 kcal)

Los estudios sobre el mecanismo de reacción de la oxidación catalítica han

sugerido que un cis-hidroxietileno–π complejo de paladio se forma inicialmente,

seguida de un cambio intramolecular de hidrógeno y paladio para dar una

especie de paladio hidroxietil que conduce a acetaldehído y paladio metálico.

Hay dos variaciones para la producción de acetaldehído por la oxidación de

etileno; los dos procesos de fase desarrollado por Wacker - Chemie y el

proceso de fase desarrollado por Farbwerke Hoechst. En las dos – etapas del

proceso el etileno y el oxígeno (aire) reaccionan en la fase líquida en dos

etapas. En la primera etapa el etileno está casi completamente convertido a

acetaldehído en una sola pasada en un reactor de flujo de pistón tubular hecho

de titanio. La reacción se lleva a cabo a 125-130 ºC y 1,13 MPa (150 psig) con

paladio y cloruro cúprico catalítico. El acetaldehído producido en el primer

reactor se retira del circuito de reacción por expansión súbita adiabática en una

torre. La etapa de evaporación elimina también el calor de reacción. La

solución de catalizador se recicla desde el flash base de la torre a la segunda

etapa (u oxidación) reactor en el que la sal cuproso se oxida al estadocíprico

con el aire. El aumento de presión en el reactor del gas de oxidación, sobre

todo del nitrógeno, hace separarse el líquido de la solución de catalizador y ser


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lavado para eliminar acetaldehído antes de la ventilación. Una pequeña porción

de la corriente de catalizadores calentada en el regenerador de catalizador

para destruir oxalato de cobre indeseable. La sobrecarga intermitente es

alimentada a un sistema de destilación donde se extrae el agua para su

reciclado al sistema del reactor y las impurezas orgánicas, incluyendo

aldehídos clorados, se separan del producto acetaldehído purificado.

En la etapa uno del proceso el co-polímero de etileno, el oxígeno y el gas se

recirculan al reactor vertical para el contacto con la solución del catalizador bajo

una ligera presión. El agua evaporada durante la reacción absorbe el calor

desprendido y se hace alimentar como sea necesario para mantener la

concentración de la solución catalítica. Los gases son lavados con agua y la

solución de acetaldehído resultante se alimenta a una columna de destilación.

El gas del lavado de las colas se recircula al reactor. Los gases inertes se

eliminan del gas recirculado en una corriente que fluye a un reactor auxiliar

para la conversión de etileno adicional. Este proceso de oxidación de olefinas

ha sido explotado comercialmente principalmente para la producción de

acetaldehído, pero la reacción también se puede aplicar a la producción de

propileno a partir de acetona y metil etil cetona a partir de butanos. El control

cuidadoso del potencial del catalizador con la corriente de oxígeno

comercialmente inducida por una variación de esta reacción.

3.2. A partir de alcohol etílico:

3.2.1. El acetaldehído se produce comercialmente mediante la oxidación

catalítica del alcohol etílico.

Al pasar vapores de alcohol y el aire precalentado sobre un catalizador de plata

en 480 °C lleva a cabo la oxidación.

CH3CH2OH+½O2+H2OCH3CHO, H=242kJ/mol (57,84 kcal/mol)

Con un reactor multitubular, puede obtenerse conversiones de 74 – 82 % por

pasada, mientras que la generación de vapor para ser utilizado en el proceso

en otro lugar.

3.2.2. El acetaldehído también, producido comercialmente por la

deshidrogenación de alcohol etílico.

Reacción:

C2H5OH CH3CHO + H2

Catalizadores: Cu-Co-Cr2O3

Temperatura: 280 – 350 °C

Descripción del proceso; La materia prima i.e., el etanol se vaporiza y los

vapores, por lo general, se calienta en un intercambiador de calor a la

temperatura de reacción por corriente de producto caliente. La corriente de

producto se enfría a -10 °C, y al hacerlo, todo el etanol y acetaldehídos sin


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reaccionar se condensan. La corriente gaseosa de salida, que contiene

principalmente hidrógeno, se lava con alcohol diluido (el alcohol + agua) para

eliminar los productos no condensados y el gas no disuelto. El hidrógeno puro

restante (98%) se quema en la pila.

La figura 2, muestra el diagrama de flujo del proceso en el que el etanol se

vaporiza en el vaporizador y se calienta a la temperatura del reactor en el

intercambiador de calor. Los vapores calientes se pasan a través del

convertidor. La corriente de producto se enfría primero en el intercambiador de

calor y luego en los condensadores con agua y amoníaco líquido. Este

condensa la mayor parte del etanol que no ha reaccionado y el acetaldehído

formado en el reactor. El escape de gas, que es hidrógeno casi puro, se lava

con etanol para eliminar todos los restos del producto. La corriente líquida que

consiste principalmente en etanol y acetaldehído, se destila en columna de

destilación para obtener acetaldehído.

3.3. A partir de Acetileno

El acetaldehído se ha producido comercialmente por la hidratación del

acetileno desde 1916. Sin embargo, el desarrollo del procedimiento para la

oxidación directa de etileno en la década de 1960 casi ha sustituido

completamente al proceso basado en el acetileno y en 1976 sólo había

producción de pequeño volumen en unos pocos países europeos. En los

procesos mayores, acetileno de alta pureza se hace pasar bajo una presión de

103,4 kPa (15psi) en un reactor vertical que contiene un catalizador de

mercurio disuelto en ácido sulfúrico al 18 - 25 % a 70 – 90 °C.

HC=CH + H2O CH3CHO

El catalizador fresco se alimenta al reactor periódicamente, el catalizador se

puede adicionar en la forma de mercurio, pero se ha demostrado que la

especie catalítica es un complejo de ion mercúrico (100). El exceso de

acetileno termina con el acetaldehído disuelto que se condensa por el agua y

salmuera refrigerada y se lavada con agua; el acetaldehído bruto se purifica por

destilación y el acetileno que no ha reaccionado se recicla. El ion mercúrico

catalítico se reduce a sulfato mercurioso catalíticamente inactivo y mercurio

metálico; este lodo, que consiste en catalizador reducido y alquitranes, se

drena desde el reactor a intervalos y resulfatado. Las Adiciones férricas o de

otras sales a la solución de reacción puede reducir la tasa de agotamiento del

catalizador. El ion férrico oxida el ion mercurioso al ion de mercurio, mientras

que se reduce al estado ferroso, en consecuencia, se reduce la cantidad de

lodos, que debe ser recuperado (81, 101). En una variación, el acetileno es

completamente hidratado con agua en una sola operación a 68 - 73 °C usando

el catalizador de sal de hierro mercúrico. El acetaldehído se elimina

parcialmente por destilación a vacío y el licor madre se recircula al reactor. Los

vapores de aldehído se enfrían a aproximadamente 35 °C, se comprimen a 253

kPa (2,5 atm) y se condensan. Se afirma que esta combinación de operaciones


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de presión de vacío, reduce sustancialmente los costos de calefacción y

refrigeración.

El acetaldehído también se puede hacer de metil vinil éter y diacetato de

etilideno, ambos de los cuales se pueden hacer de acetileno. Metil-vinil-éter se

realiza mediante la adición de metanol al acetileno a 1,62 MPa (16 atm) en un

reactor vertical que contiene una solución metanólica al 20% de hidróxido de

potasio. La hidrólisis del éter con ácido sulfúrico diluido rendimientos

acetaldehído y metanol, que se separa por destilación, el metanol se recicla al

reactor. Acetileno y diacetato de etilideno forma de ácido acético en presencia

de óxido de mercurio y ácido sulfúrico a presión 60 – 80 ºC y de la atmósfera.

Después de la separación, el diacetato de etilideno se descompone a

acetaldehído y anhídrido acético por calentamiento a 150 °C en presencia de

un catalizador de cloruro de zinc (81). El acetaldehído se ha realizado a partir

de metil vinil éter y diacetato de etilideno en el pasado, pero tampoco este

proceso se utiliza hoy en día.

3.4. A partir de Hidrocarburos Saturados.

El acetaldehído se forma como un co-producto de oxidación en fase vapor de

hidrocarburos saturados, tales como butano o mezclas que contengan butano,

con aire o con mayor rendimiento, el oxígeno. La oxidación de butano

rendimientos acetaldehído, formaldehído, metanol, acetona y disolventes

mixtos como los principales productos; otros aldehídos, alcoholes, cetonas,

glicoles, epóxidos, acetales, y ácidos orgánicos se forman en las

concentraciones más pequeñas. Esto es de interés histórico. A diferencia de la

ruta de acetileno, que casi no tiene oportunidad de ser utilizado como un

proceso importante.

A partir degas de síntesis: Un proceso catalizado por rodio capaz de convertir

gas de síntesis directamente en acetaldehído en un solo paso se informó en

1974 (84-85).

CO + H2 CH3CHO + otros productos

El proceso comprende hacer pasar gas de síntesis más de 5% de rodio sobre

SiO2 a 300 °C y 2,0 MPa (20 atm). Los principales co-productos son

acetaldehído, ácido acético al 24%, 20% y etanol al 16%. En los años1980 y

más allá, si va a haber un grado sustancial de la gasificación del carbón, el

interés en el uso de gas de síntesis como materia prima para la producción de

acetaldehído se incrementará.

3.5. Especificaciones, Análisis y Métodos de Prueba

El acetaldehído Comercial tiene las siguientes características típicas: ensayo

99% min, color blanco agua, acidez 0.5% max (ácido acético), gravedad

específica 0.790 a 20ºC, punto de ebullición 20.8 a 101.3 kPa (1 atm). El

acetaldehído se entrega en bidones de acero y tanques cisterna que llevan la


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etiqueta roja CC. En el estado líquido, que no es corrosiva para la mayoría de

los metales, sin embargo, que se oxida fácilmente, especialmente en elestado

de vapor, aácido acético. Precaucionesque se deben observaren el manejo de

acetaldehído se han publicado por la asociación químicos de fabricación.

Los métodos analíticos basados en muchas de las reacciones comunes a

aldehídos se han desarrollado para la determinación de acetaldehído. En

ausencia de otros aldehídos, que se puede detectar por la formación de un

espejo a partir de una solución de nitrato de plata alcalina (reactivo de Tollens)

y por la reducción de la solución de Fehling. Puede ser determinado

cuantitativamente por la solución de dióxido de fucsina – sulfiur (reactivo de

Schiff) o por la reacción con bisulfito de sodio, el exceso de bisulfito se estima

por yodometría. El acetaldehído presente en mezclas con otros compuestos de

carbonilo, ácidos orgánicos, etc. puede ser determinada por cromatografía de

papel de 2,4-dinitro fenilhidrazonas análisis polarográfico o bien de la mezcla

sin tratar o de las semicarbazonas, la reacción de color con azul de timolen gel

de sílice (método tubo detector) oxidación mercurimétrica, titulación

argentométrica, métodos microscópicos y espectrofotométricos y Análisis

cromatográfico líquido - gas. Con el advenimiento técnicas cromatográficas de

los gases –líquidos, este método ha reemplazado pruebas más químicos para

el análisis de rutina.

El acetaldehído puede ser aislado e identificado por los compuestos cristalinos

de puntos de fusión característicos con los de hidracina, semicasrbazides, etc;

estos derivados de aldehídos pueden ser separados por el papel y

cromatografía en columna. El acetaldehído se ha separado cuantitativamente a

partir de otros compuestos de carbonilo en una resina de intercambio iónico en

la forma de bisulfito; el aldehído se diluye de la columna con una solución de

cloruro de sodio. En cantidades mayores, puede ser aislado al pasar el vapor

en éter y el éter satura con amoníaco seco; el producto, acetaldehído -

amoníaco, cristaliza a partir de la solución de éter. Las reacciones de

acetaldehído con bisulfito, hidracina es oximas, semi carbazonas, y 5, 5 -

dimetil -1,3 ciclohexanodiona (dimedona) se han utilizado para aislar

acetaldehído a partir de soluciones.

3.6. Proceso de Selección

Aquí, la deshidrogenación del alcohol de etilo es seleccionado para la

producción de acetaldehído. Debido a que, en este proceso se saca el

hidrógeno como un subproducto que puede ser utilizado en otro lugar o que se

puede utilizar para generar calor. El proceso de deshidrogenación es

seleccionado a la mayor conversión, tomándolo en comparación con otros

procesos. El catalizador de la deshidrogenación tiene una vida de varios años,

pero requiere la reactivación periódica. En el proceso de deshidrogenación, el

número de productos son pocos, por lo que la separación de acetaldehído a

partir de otro producto no es un problema difícil.


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Capitulo 4. MATERIAL Y BALANCE ENERGÉTICO

Producimos acetaldehído mediante deshidrogenación de etanol. Diagrama de

flujo es como se muestra en la figura.

Reacción:

C2H5OH CH3CHO + H2

Catalizador: Cu-Co-Cr2O3

Temperatura: 280 – 350 °C

Descripción del proceso: La materia prima, es decir, el etanol se evapora y el

vapor, por lo que genera, se calienta en un intercambiador de calor a la

temperatura de reacción por corriente de producto caliente. La corriente de

producto se enfría a -10 °C, y al hacerlo, todo el etanol y acetaldehído sin

reaccionar se condensan. La yendo corriente gaseosa que contiene hidrógeno,

principalmente, se limpia con alcohol diluido (alcohol + agua) para eliminar los

productos condensados y el gas no disuelto. El hidrógeno puro restante (98%)

se quema en la pila.

Es necesario El balance de materia y energía en un diseño de la planta debido

a esto soluciona los caudales relativos de diferentes corrientes de flujo y las

temperaturas en la hoja de flujo.

Anotaciones usada:

Msteam = Flujo másico de vapor.

Hsteam = entalpía del vapor.

E = Velocidad del flujo másico del etanol.

A = Velocidad del flujo másico del acetaldehído.

H = Velocidad del flujo másico del hidrógeno.

Cp = Calor específico.

= Calor latente de vaporización.

Base: Una hora de operación.

Cantidad de acetaldehído a producir = 150 TPD = 6250kg/hr.

Peso molecular de etanol = 46 kg / kmol.

Peso molecular del acetaldehído = 44 kg / kmol.

Peso molecular de hidrógeno = 2 kg / kmol.


14

Por lo tanto, la cantidad de acetaldehído a ser producido = 142,04 kmol / h.

Dejando la conversión del 94%.

Teniendo en cuenta las pérdidas de alquiler, el acetaldehído producido para ser

algunos extra

Deje acetaldehído a ser producido = 6500 kg / h.

Cantidad de etanol necesaria para el 100% de conversión = 6795,45 kg / h.

Por lo tanto, el etanol necesaria para 94% de conversión = 7229,2 kg / h.


15

4.1. Vaporizador:

Como se muestra en la figura,

Temperatura de entrada del Etanol líquido = Ti = 30 °C.

Vapor sobrecalentado Etanol de a 100 °C = To

Se supone fluido de calentamiento a ser vapor saturado aquí y para

proporcionar gradiente de temperatura suficiente, sino que es llevado a ser de

aproximadamente 3 atmosferas de presión. A esta presión se condensa en

133.89 °C y por corrientes de proceso son normalmente disponibles a esta

presión.

Temperatura del Condensado de etanol = 133.89 °C.

De la mesa de vapor entalpía del vapor de agua a esta temperatura

= Hvapor = 514,9kcal / kg.

Punto de ebullición del etanol = Tb = 78,4 °C.

Calor específico del etanol, a 30°C = Cpi = 0,5976 kcal/kg °C

A 100 °C = Cpo = 0.4382 kcal/kg °C

Calor latente de vaporización del Etanol = 200,6 kcal / kg.

Del balance de calor obtenemos,

Mvapor * Hvapor + E *Cpi*(Ti-Tb) = E* etanol + E * Cpo* (To-Tb)

Por lo tanto, Mvapor E *[ Cpi*(Ti-Tb) + etanol + Cpo* (To-Tb)]/ Hvapor

100 °C, corriente de

etanol súper calentada

Vapor (fluido

de calefacción)

30 °C, etanol

Vapor

condensado


16

Mvapor = 7229.2 + [0.596 * (78.4 - 30)+ 200.6+0.4382* (100 – 78.4)] / 514.9

Mvapor =3355.40 Kg


17

4.2. Reactor:

La reacción en el reactor.

C2H5OH CH3CHO + H2

Temperatura optima de reacción = 310 °C

Conversión = 94 %

Del Balance de materiales optenemos,

Cantidad de acetaldehído producido = 0.94 * 44 * 7,229.2 / 46 = 6500

kg.

Cantidad de hidrógeno producido = 0.94 * 2 * 7229,2 / 46 = 295.45 kg.

Cantidad de etanol sin reaccionar = 7229,2 - (6.500 + 295,45) = 433,74

kg.

Si se decide utilizar vapor saturado a 133 atm. (Vapor de agua a esta presión

se condensa en 335,5 °C), que significa que el reactor debe ser un recipiente a

presión. Esta propuesta es rechazada por los altos costos y se decantó por los

vapores saturados de Dowtherm, condensando a 350 °C, para calefacción.

dowtherm = 56.5 kcal / kg.

Calor de reacción = Hr = 332.64 kcal / kg.

Asumiendo que los vapores de etanol entran en el reactor a 200°C.

Desde balance de calor podemos encontrar cantidad de Dowtherm requerida =

Md.

200 °C, etanol

310 °C,

A = 6500 Kg

B = 295.45 Kg


18

Calor específico del etanol = 0.539 kcal / kg °C.

Md *dowtherm =E * Cp * (310 – 200) + E* Hr * 0.94

Por lo tanto; Md = 7229.2 * [0.539 + (310 - 200) + 332.64 * 0.94] / 56.5

Md = 47.594 * 103 Kg


19

4.3. Intercambiador de calor:

Esto se utiliza sólo para la recuperación de calor. Dado que se supone de

vapor se calienta hasta 200 º C por la corriente de producto del reactor a 300

°C.

Vamos temperatura de salida = T°C.

Cp de etanol en 310 °C = 0.549 kcal / kg °C.

Cp del acetaldehído en 310 °C = 0.528 kcal / kg °C.

Cp de hidrógeno a 310 °C = 2.485 kcal / kg °C.

Desde balance de calor se encuentra la temperatura de salida.

E * Cp, etanol * (200-100) = E * Cp, etanol * (310 - T) + H * Cp, hidrógeno * (310-T) + A *

Cp, acet

7,229.2 *0.471 *(200-100) = 433.75 *0.549 *(310-T) +295,45 *2.485 *(310-

T)+6.500* 0.528

Por lo tanto, T = 232.69 °C.

T

100 °C, etanol

200 °C

310 °C A =6500 Kg H = 295.45 Kg E = 433.75 Kg


20

4.4. Condensador C1:

En el condensador 1 se decidió usar agua de refrigeración a 300 °C, la

temperatura de salida de agua de refrigeración no se le permite ir por encima

50 °C, porque por encima de esta temperatura, se es un problema la

vaporización. Normalmente la diferencia de temperatura de enfoque es de

aproximadamente 10 °C desde el producto puede ser enfriado en el mejor a 40

°C, a esta temperatura la corriente de producto sería una mezcla de dos fases

y la composición de la mezcla se pueden encontrar a partir de los datos VLE.

Hacemos un aproximado de eso, la información dada a 699 mmHg se toma.

En 400 °C, etanol en fase de vapor = 4.1 mol%.

Etanol en fase líquida = 55 mol%.

Vamos,

ml = moles de líquido que consta de etanol y acetaldehído.

mv = moles de vapor que consta de etanol y acetaldehído

Por lo tanto el equilibrio del topo que tenemos,

0,55 * ml + 0,041 * mv = 9,43

0,45* ml + 0,959 * mv = 147.42

En la resolución por encima de dos ecuaciones obtenemos, ml = 5.868

kmol.

mv = 151,283 kmol.

Composición de la fase vapor,

El acetaldehído = 145.08 kmol = 6383.52 kg.

Etanol = 6.2026 kmol = 285.32 kg.

Composición de la fase líquida,

El acetaldehído = 2.6406 kmol = 116.186 kg.

Etanol = 3.2274 kmol = 148.460 kg


21

Balance térmico

En 232.69 °C,

Cp, hidrógeno = 2.485 kcal/kg °C.

Cp, acetaldehído = 0.417 kcal/kg °C.

Cp, etanol = 0,5415 kcal/kg °C.

Acetaldehído = 139,5 kcal/kg

Etanol = 200,6 kcal/kg

El calor dado por hidrógeno = 295.45 * 2.485 * (232.69-40) = 141.47 * 103 kcal.

El calor dado por acetaldehído = 6.500*0.417*(232.69-

40)+116.186*139.5=538.5*103 kcal.

El calor dado por etanol = 433.75*0.5415*(232,69-40)+148.46*200,6

=75,04*103kcal.

Calor total dado a = 755.01 * 103 kcal.

Vamos, Mw = caudal másico de agua de refrigeración.

Cp del agua = 1 kcal / kg °C.

Por lo tanto, Mw = 755,01 * 103 / (1 * (50-30)).

= 37,75 * 103 kg.

T= 232.69 °C

H= 295.45 kg

E=433.75 kg

A=6,500 kg

Agua refrigerante a 30 °C

Vapores a 40 °C

H= 295.45 kg

E= 433.75 kg

A= 295.45 kg

T = 30 °C Líquido a 40 °C,

E= 148.46 kg, A=116.186 kg


22

4.5. Condensador 2:

En condensador C2, se desea condensar todo el etanol y acetaldehído. Si la

presión de trabajo es de 1 atm. A partir de los datos de equilibrio se ve que

para temperaturas abajo 30 °C, no va a haber ninguna fase vapor de etanol y

acetaldehído ejercería su presión de vapor a esa temperatura. Si se desea

lograr alrededor del 97% de recuperación de acetaldehído, la temperatura de

salida de la corriente de producto debe ser sobre -25 °C. Esto es porque en -

22.6 °C, su presión de vapor es 100 mmHg y la fase de vapor se compone de

13,15% en moles. En vista de esto, el fluido de refrigeración elegido está

saturado NH3 a 1 atm. En ese que se reduce a -33.6 °C.

Balance térmico,

A 40 °C,

Cp, hidrógeno = 3.399 kcal/kg°C

Cp, acetaldehído = 0.347 kcal/kg°C

Cp, etanol = 0.616 kcal/kg°C

Acetaldehído = 139.5 kcal/kg

Etanol = 200.6 kcal/kg

Amoníaco = 590 kcal/kg

El calor dado por hidrógeno = 295.45 * 3.399 * (40 + 25) = 65.275 * 103 kcal.

El calor dado por acetaldehído = 6383.52* 0.347* (40+25) + 6.192,01 * 139.5

=1007.765*103kcal.

Amoniaco líquido a -33.86 °C

Vapores a -25 °C

H= 295.45 kg

A= 191.5 kg

Vapor saturado de

amoniaco

Líquido a 40 °C,

E= 385.32 kg, A=6192.01 kg

Vapores a 40 °C

H= 295.45 kg

E= 433.75 kg

A= 295.45 kg


23

El calor dado por etanol = 285.32 * 0,616 *(40 +25) + 285,32 *200,6 = 68.659

*103 kcal.

Calor total dado a = 1141.699 * 103 kcal.

Vamos M amonio = caudal másico de amoníaco.

Por lo tanto, M amonia = 1141.699 * 103/590 = 1935.083 kg.


24

4.6. Precalentador:

El precalentador de la columna de destilación es necesario porque la placa de

alimentación será completamente refrigerada si la alimentación no se calienta.

La corriente de agua de C1 condensador es disponible a 50 °C y se utiliza en el

precalentador. Si la temperatura máxima enfoque diferencia es 10 ºC, la

corriente de producto puede en lo mejor ser calentada a 40 °C la presión en la

columna de destilación se elige para que sea 1,158 mm de Hg por lo que el

acetaldehído puro se obtiene como producto líquido a 40 °C. En vista de esto,

la corriente que sale del precalentador es líquida.

Balance térmico,

A 40 °C,

Cp, acetaldehído = 0.347 kcal/kg°C.

Cp, etanol = 0.616 kcal/kg°C.

Vamos, Mw = caudal másico de agua de refrigeración.

Mw * (50-30) = 433.78 * (40 + 25) * 0.616 + 6308.196 * (40 +25) * 0.347

Por lo tanto, Mw = 7982.49 kg.


25

4.7. La columna de destilación:

En la columna de destilación se condensa acetaldehído a 400C. ya que los

datos de presión de vapor de gas puro no está disponible, se calcula utilizando

la ecuación de Antoine.

ln P = A + B / T

Donde, A y B son constantes, que pueden determinarse a partir de los datos de

punto de ebullición a Presiones de 760 mmHg y 400 mmHg.

A 760 mmHg T = 20.2 °C = 293.2 °K.

400 mmHg T = 4.9 °C = 277.9 °K.

Por lo tanto,

Ln 760 = A + B/293.2

Ln 760 = A + B/277.9

En la resolución por encima de dos ecuaciones obtenemos,

A = 18.29 y B = -3.418.2

Por lo tanto, Ln P = 18,29-3418,2 / T

Por lo tanto a 400 º C, P = 1586.41 mm Hg.

D = 6372,56 kg.

Supongamos recuperación acetaldehído 99% en producto de cabeza.

Supongamos xd = 0,99

E = 433.78 kg

A= 6308. 196 kg

TOTAL = F =

6741.976 kg

Xf =0.93

XD =0.99

W = 6741.976 kg

Xf =0.06


26

En gastos generales:

Acetaldehído = 6245,11 kg.

Etanol = 127.45 kg.

Total D = 6372,56 kg.

En resumen:

Acetaldehído = 63.082 kg.

Etanol = 306.334 kg.

Total de W = 369.416 kg.

F = D + W

F * xf = D * xd + W * xw

Por lo tanto, xw = (F * xf - D * xd) / (W * xw)

xw = (6741.976 * 0,93 a 6372,56 * 0,99) / 369.416 = 0,06

Supongamos relación de reflujo = 0.3

Por lo tanto, L / D = 0,3

L = 0,3 * 6.372,56 = 1911.768 kg.

Vapor va al condensador = L + D = 1911.768 + 6372,56 = 8284.328 kg.

De este 99% es acetaldehído.

Por lo tanto, la composición del vapor que va al condensador:

Acetaldehído = 8118,64 kg.

Etanol = 165.68 kg.

Carga de calor al condensador = Metanol * etanol + M acetaldehído * acetaldehído

= 165.68 * 200.6 * 139.5 + 8118.64 = 1165.7856 * 103 kcal.


27

Carga rehervidor:

Que "m" sea la cantidad de líquido vaporizado.

Que “ " se va líquido en el calderín.

Sea / W = 10

Por lo tanto, = 369,416 * 10 = 3694,16 kg

Por lo tanto, m = - W

= 3.694,16-369,416 = 3324,744 kg.

De los cuales el 10% es el acetaldehído.

Por lo tanto, acetaldehído = 332,47 kg.

Etanol = 2,992. 27 kg.

Por lo tanto, la carga de calor en el intercambiador de calor

= Metanol * etanol + M acetaldehído * acetaldehído

= 2992.27 * 200.6 + 139.5 * 332.47

= 646,629 * 103 kcal.


28

Capítulo 5. DISEÑO DE EQUIPOS 5.1. Diseño del Proceso de la Columna de destilación:

5.1.1. Glosario de notaciones utilizadas:

F = Flujo molar de alimentación, kmol/hr.

D = Flujo molar del destilado, kmol/hr.

W = Flujo molar de residuos, kmol/h.

xF = fracción molar de acetaldehído en el líquido / Alimentado.

yD = fracción molar de acetaldehído en el destilado.

xW = fracción molar de acetaldehído en el residuo.

MF = peso molecular promedio de alimentación, kg/kmol

MD = peso molecular promedio del destilado, kg/kmol

MW = peso molecular promedio del residuos, en kg/kmol

Rm = relación de reflujo mínimo

R = relación de reflujo real

L = Flujo molar de líquido en la sección de enriquecimiento, kmol/hr.

G = Flujo molar del vapor en la sección de enriquecimiento, kmol/hr.

= Flujo Molar del líquido en la sección de agotamiento, kmol / hr.

= Flujo molar del vapor en la sección de agotamiento, kmol/hr.

q = condición térmica de alimentado

ρL = Densidad del líquido, kg/m3.

ρV = Densidad del Vapor, kg/m3.

qL = Flujo volumétrico de líquido, m3/s

qV = Flujo volumétrico de vapor, m3/s

µL = Viscosidad del líquido, cP.

TL = Temperatura del líquido, °K.

TV = Temperatura de Vapor, °K

Datos de T x-y

T °C 98.5 89.9 80 71 60.5 50 39

X 0.0000 0.0690 0.1640 0.2860 0.4450 0.6640 1.0000

Y 0.0000 0.3170 0.5780 0.7610 0.8790 0.9540 1.0000

Tabla 5.1 Datos T-x-y.

5.1.2. Cálculos Preliminares

F = 152.798 kmol/hr, xF = 0.98, MF = 44.123 kg/kmol.

D = 144.7 kmol/hr, xD = 0.99, MD = 44.04 kg/kmol.

W = 8.0931 kmol/hr, xW = 0.177, MW=45.64 kg/kmol.

Temperatura en la columna de destilación = 40 °C

Presión en la columna de destilación = 2.08 atm = 1586.41 mmHg.

Base: Una hora de operación


29

A partir de la gráfica

xD/(Rm+1) = 0.94

Así, Rm = 0.0476

Sea, R = 1.5* Rm

Por lo tanto, R = 1.5 * 0.0476 = 0.0714

Así,

xD / (R+1) = 0.99 / (0.0714 + 1)

Es decir,

xD / (R+1) = 0.924

Número de bandejas ideales = 4 (incluyendo el reboiler)

Reboiler es el último plato.

Número de bandejas Ideal para la Sección de enriquecer = 2

Número de bandejas Ideal en la sección de agotamiento = 2

Ahora, sabemos que,

R = Lo / D

Lo = R * D

i.e., Lo = 0.0714 * 144.7

i.e., Lo = 10.33 kmol/hr.

Por lo tanto, Lo = 10.33 kmol/hr.

L = Flujo del líquido en la bandeja superior = 10.33 kmol/hr.

Ya que la alimentación es líquida, entra en el punto de burbuja.

q = (HV - HF) / (HL - HL) = 1

Ahora la pendiente q = q / (q – 1)

=1 / (1 -1) = 1 / 0 = ∞

Ahora sabemos que,

( - L) / F = q = 1

( - L) = F

= F + L


30

i.e., =10,33 + 152.798

i.e., =163,128 kmol/hr.

Por lo tanto, el flujo del líquido en la sección de agotamiento = 163,128 kmol/hr.

Además, sabemos que,

= [(q - 1) × M] + G

i.e., = [(1-1) × F] + G

i.e., = [0 × F]+ G

i.e., = 0+ G

= G

Ahora, sabemos que,

G = L + D

i.e., G = Lo +D

i.e., G =10,33 + 144,7

i.e., G = 155,03 kmol/hr.

Por lo tanto,

La velocidad del flujo de vapor en la sección de enriquecimiento = 55,03kmol/h.

Puesto que = G

= G = 155,03 kmol/hr.

Por lo tanto,

La velocidad de flujo de vapor en la sección de agotamiento = 155,03 kmol/h.

5.1.3. Lista de los parámetros utilizados en el cálculo:

Sección sección de

enriquecimiento sección de Agotamiento

PROPIEDAD ARRIBA ABAJO ARRIBA ABAJO

X 0.99 0.95 0.95 0.177

Y 0.99 0.97 0.97 0.177


31

Líquido, L kmol / h. 10,33 10,33 163.128 163.128

Vapor, G kmol / hr. 155.03 155.03 155.03 155.03

Tlíquido, °C 39.07 39.77 39.77 80.05

Tvapor, °C 53 54.01 54.01 94.13

Mavg. Líquido kg/kmol 44,02 44,1 44,1 45.646

Mavg. Vapor kmol/hr 44.02 44.06 44.06 45.646

Líquido, L kg/h. 454.726 455,55 7193, 9

Vapor, G kg/hr 6824,42 6830,02 6830,6 7076,5

Densidad, ρl kg/m3 784.69 784.5 784.5 747.87

Densidad, ρg kg/m3 3.4376 3.425 3.425 3.361

(L/G)(ρg/ρl)0.5 0,0039 0,004 0.06958 0,0705

Tabla 5.2 Parámetros usados en el calculo

5.1.4. Especificaciones de diseño:

a) Diseño de la Sección de Enriquecimiento:

Bandeja Hidráulica,

El diseño de la placa de la una torre se describe a continuación. Las

ecuaciones y correlaciones son tomadas de la 6ta y 7ta edición de Perry’s

Chemical Engineers’ Handbook

1. Separación de la bandeja, (ts):

ts = 18" = 457mm. (rango de 0,15 a 1,0m).

2. Diámetro del orificio, (dh):

dh = 5mm. (rango de 2,5 a 12mm).

3. Tamaño de orificio (lp):

lp = 3 * dh (rango 2,5 a 4,0 veces dh).

i.e., lp = 3 * 5 = 15mm.

4. Grosor de Bandeja (tT):


32

tT = 0,6 * dh (entre 0,4 y 0,7 veces dh).

i.e., tT = 0,6 * 5 = 3mm.

5. Relación entre zonas orificio de área perforada (Ah/Ap):

Consultar la figura 3

Ahora, por un paso triangular, sabemos que,

Relación entre zonas orificio de área perforada

(Ah/Ap) = 1/2*(π/4*dh2)/[( )*lp

2]

i.e., (Ah/Ap) =0.90*(dh/lp)2

i.e., (Ah/Ap) = 0.90*(5/15)2

i.e., (Ah/Ap) = 0,1

Por lo tanto,

(Ah/Ap) = 0,1

6. Diámetro del plato (Dc):

El diámetro de la placa es calculado basado en las consideraciones de

arrastre inundaciones.

L/G {ρg/ρl}0,5 =0.004………(valor máximo)

Ahora,

L/G {ρg/ρl}0,5 =0,004 y para una separación de la bandeja 500mm.

Tenemos,

A partir de la curva de inundaciones, (fig.18.10, página 18.7, 6ta edición de

Perry.)

Parámetro de Inundaciones, Csb, inundación=0,29 pie/s.

Ahora,

Unf = Csb,inundación*(σ/20)0.2[(ρl-ρg)/ρg]0.5…..{Eqn. 18.2, página18.6, 6ta

edición dePerry.}

Cuando,

Unf = velocidad del gas a través de la superficie neta a inundación,

m/s (pies/s)

Csb,inundación = parámetro de capacidad, m/s (pies/s, como en

lafig.18.10)

σ = tensión superficial del líquido, mN/m (dinas/cm.)

ρl = densidad del líquido, kg/m3 (lb/ft3)

ρg = densidad del gas, kg/m3 (lb/ft3)

Ahora, tenemos,

σ = 19.325 mN/m = 19.325 dinas/cm.


33

ρl = 784.5 kg/m3.

ρg = 3.425 kg/m3.

Por lo tanto,

Unf = 0,29 * (19.325/20)0,2 * [(784,50-3,4250)/3,4250]0,5

i.e., Unf = 4.349 pies/s = 1,325 m/s.

Vamos,

Velocidad real, Un = 0.8 * Unf

i.e., Un =0,8 * 1.325

i.e., Un =1,06 m/s

Se desea diseñar con la máxima tasa de flujo volumétrico (por lo tanto, el

real es menor que el máximo).

Velocidad de flujo volumétrico del vapor en la parte inferior de la

sección de enriquecimiento

qo = 6830,62/(3600*3.4250) =0.554m3/s.

Ahora,

Área neta disponible para el flujo de gas (An)

Área neta = (área de la sección transversal de la columna) -

(Abajo zona comer.)

An = Ac – Ad

Por lo tanto,

Área neta activa, An = to/Un = 0.554/1,06 = 0.522 m2.

Vamos Lw/Dc = 0,77 (rango de 0,6 a 0,85 veces Dc).

Cuando, Lw= longitud de vertedero, m

Dc= diámetro de la columna, m

Ahora,

θc = 2 * sen-1 (Lw/Dc) = 2 * sen-1 (0,77) = 100.70

Ahora,

Ac= (π/4)*Dc2=0,785*Dc2, m2

Ad=[(π/4)*Dc2*(θc/3600)]-[(Lw/2)*(Dc/2)*cos(θc/2)]

i.e., Ad=[0,785*Dc2*(100.70/3600)]-[(1/4)*(Lw/Dc)*Dc

2*cos(100.70)]

i.e.,Ad= (0.2196*Dc2)-(0,1288*Dc

2)

i.e.,Ad=0,0968*Dc2, m2

Desde


34

An=Ac-Ad

0,522 = (0,785*Dc2) - (0,0968 *Dc

2)

i.e., 0,6882 * Dc2=0,522

⇒Dc2=0,522/0,6882 =0,7585

⇒Dc =

Dc=0,87m

Dado que

Lw/Dc = 0,77;

⇒Lw = 0.77 * Dc =0.7*0.87=0.67m.

Por lo tanto,

Lw=0,67m.

Ahora,

Ac = 0,785*0,872 = 0,5944m2

Ad= 0,0968 * Dc2 = 0,0968*0,872 = 0,0724m2

Aa =Ac-2*Ad

i.e.,Aa= 0,5944-2*0.0724⇒Aa = 0.4496m2

7. Área de la placa perforada(Ap):

Ahora,

Lw/Dc = 0,67/0,87 = 0,7701

θc =100.73°

α = 180°- θc

i.e., α = 180°- 100,73°

⇒ α = 79.27°

Ahora,

Acz = 2 * Lw* (espesor de la distribución)

Cuando, Acz = área de la zona de calma, m2 (5 a 20% deAc)

Acz = 2*0,67*(30×10-3) = 0.0402 m2 (que es 6.76% de los Ac)

Además,


35

Awz =2*{(π/4) * Dc2 * (θc/360°) - (π/4) * (Dc-30*10-3)2 (θc/360°)}

Cuando, Awz= área de la periferia de residuos, m2 (rango de 2 a 5% de Ac)

i.e., Awz = 2*{(π/4)*0.872 *(100.73°/360°) - (π/4)*(087-30*10-3)2

(100.73°/360°)}

i.e., Awz=0,0225m2(que es el 3,8% del Ac)

Ahora,

Ap =Ac-(2*Ad)-Acz - Awz

i.e., Ap =0.5944 - (2*0.0724) - 0402-0,0225

Por lo tanto, Ap =0.387m2.

8. Área total del agujero (Ah):

Puesto que,

Ah /Ap =0,1

⇒Ah=0,1*Ap

i.e.,Ah=0,1*0.387

⇒Ah=0.0387m2

Por lo tanto, el área total del agujero=0.0387m2

Ahora sabemos que,

Ah = nh* (π/4)*dh2

Cuando, nh = número de agujeros

⇒ nh = (4*Ah)*(π*dh2)

i.e.,nh = (4*0.0387)*(π*0.0052)

⇒nh≈1972

Por lo tanto, Número de hoyos≈ 1,971.

9. Altura de Presa (hw):

Vamos hw = 50 mm

10. Weeping check

La presión estática debajo de la bandeja debe ser lo suficientemente capaz

de mantener el líquido por encima de la bandeja de manera que ningún

líquido sea barrido a través de los agujeros.


36

Todas las presiones calculadas de las gotas en esta sección están

representadas en mm de líquido de cabeza en la placa. Esto sirve como una

base común para la evaluación de pérdidas de carga.

Anotaciones usadas y sus unidades:

hd= Caída de presión a través de la placas, mm de líquido sobre la placa

uh= velocidad de vapor basado en el área del agujero, m/s

how= altura del líquido sobre el vertedero, mm de líquido sobre la placa

hσ= Caída de presión debido a la formación de burbujas, mm de líquido

hds= sello dinámico del líquido, mm de líquido

hl= Caída de presión debido a la formación de espuma, mm de líquido

hf= Pérdida de carga debido a la formación de espuma, mm de líquido

Df= longitud media de flujo de líquido, m

Rh= radio hidráulico de flujo de líquido, m

uf= Velocidad de la espuma, m/s

(NRe) = Número de Reynolds del flujo

f= factor de fricción

hhg= gradiente hidráulico, mm de líquido

hda= Pérdida bajo la plataforma mm de líquido

Ads= área bajo la plataforma, m2

c= Abajo espacio, m

hdc= Abajo comer copia de seguridad, mm de líquido

Cálculos:

Pérdida de carga a través del agujero seco

hd = pérdida de carga en el agujero seco

hd = k1 + [k2 * (ρg / ρl) * Uh2] --------- (Ec. 18.6, página 18.9, 6ta edición

Perry)

Cuando, Uh = velocidad del gas a través del área del agujero

k1, k2 son constantes

Para las placas del tamiz,

k1 = 0 y

k2 = 50,8 / (Cv)2

Cuando, Cv = coeficiente de descarga, tomada de la figura 18.14, página 18.9

6ta edición Perry.

Ahora,

(Ah /Aa) = 0.0387/ 0.4496 = 0.086

También

tT/dh = 3/5 = 0.60


37

Así, por (Ah / Aa) = 0,086 y tT/dh = 0.60

Tenemos en la fig. Edición 18.14, página 18.9 6ta Perry

Cv = 0.74

k2 = 50.8 / 0.742 = 92.77

Flujo volumétrico de vapor en la parte superior de la sección de

enriquecimiento

= qt = 1,8956/(3.4376) = 0.5514 m3/s -------- (mínimo en la parte superior)

Tasa de flujo volumétrico de vapor en la parte inferior de la sección de

enriquecimiento

= Qo = 1.897/(3.425) = 0.554 m3/s. ---- (Máximo en la parte inferior)

Velocidad a través del área del agujero (Uh):

Ahora,

Velocidad a través del área del agujero en la parte superior = Uh, superior = qt/Ah

= 0.5514/0.0387 = 14,25 m/s

Además, la velocidad a través del área del agujero en la parte inferior

= Uh, inferior = qo/Ah

= 0.554/0.0387 = 14,31 m/s

Ahora,

hd, superior = k2 [ρg / ρl] (Uh, superior)2

= 92,77 * (3.4376/784.69) * 14,252

⇒ hd, superios = 82,526 mm líquido claro. --------(Mínimo en la parte

superior)

Además,

hd, inferior = k2 [ρg / ρl] (Uh, inferior)2

= 92,77 * (3.425/784.50) × 14.312

⇒ hd, inferior = 82.94 mm líquido transparente ----(máximo en la parte inferior)

Pérdida de carga debido a la formación de burbujas

hσ = 409 [σ / (ρL * dh)]

Donde σ = tensión superficial, mN/m (dinas/cm) = 19.325 dinas/cm.

dh = diámetro del agujero, mm

ρl = densidad del líquido en la sección kg/m3

= 784,69 kg/m3

hσ = 409 [19.325 / (784,69 * 5)]


38

hσ = 2.014 mm líquido claro

Altura del líquido en Cresta del vertedero

how = 664 * Fw [(q/Lw)2/3]

q = caudal de líquido en la parte superior, m3/s

= 0.1263 * 60 / (784,69)

= 0,009 m3/min.

Por lo tanto, q '= 2,377 gal/min.

Lw = longitud de vertedero = 0,67 m = 2.198 pies

Ahora,

q'/ Lw2,5 = 2.377/(2.198)2,5 = 0,3318

Ahora, para q'/ Lw2,5 = 0,3318 y Lw/Dc = 0.7701

Tenemos desde fig.18.16, página 18.11, 6ta edición Perry

Fw = factor de corrección = 1.03

Por lo tanto, how = 1,03 * 664 * [0.00015/0.67] 2/3

⇒ how = 2,52 mm líquido claro.

Ahora,

(hd + hσ) = 82.526 + 2.014 = 84,54 mm ------ Valores de Diseño

(hw + how) = 50 + 2,52 = 52,52 mm

Porque Ah/Aa = 0,086 y (hw + how) = 52,52 mm

El valor mínimo de (hd + hσ) requerida se calcula a partir de un gráfico dado en

Perry, conspirado contra Ah/Aa.

i.e., que tenemos de la fig. 18.11, página 18.7, 6ta edición Perry

(hd+hσ)min = 13,0 mm ------- Valor teórico.

El valor mínimo según lo encontrado es 13,0 mm

Dado que el valor de diseño es mayor que el valor mínimo, no hay ningún

problema.

Zona más baja de Inundaciones:

hds = hw + how + (hhg/2) -------(ecuación 18.10, página 18.10, 6ta edición Perry)

Cuando,


39

hw = altura del vertedero, mm

hds = sello de ranura estática (altura del vertedero menos altura de la

parte superior de la ranura de la placa sobre el suelo, altura de líquido

claro equivalente en mm)

how = altura de la cresta sobre el vertedero, líquido claro equivalente en

mm

hhg = gradiente hidráulico a través de la placa, la altura de líquido claro

equivalente en mm

Gradiente hidráulico, hhg

Vamos hhg = 0,5 mm.

hds = hw + how + hhg/2

= 50 + 2,52 + 0,5/2 = 52,77 mm.

Ahora, Fga = Ua * ρg0.5

Cuando Fga = factor de energía cinética en fase gaseosa

Ua = velocidad superficial del gas, m/s (pies/s)


Aquí Ua es calculada en la parte inferior de la sección.

Por lo tanto, Ua = (Gb / ρg) / Aa = 1,8974/(3.425 * 0.4496) = 1.232 m/s

Por lo tanto, Ua = 4.042 pies/s

ρg = 3,4250 kg/m3 = 0,209 kg/m3

Por lo tanto, Fga = 4,042 * (0,209) 0,5

Fga = 1.848

Ya por Fga = 1.848, tenemos la fig. 18.15, 18.10 Página 6ta edición Perry

Factor de aireación = β = 0,6

Densidad relativa Espuma = φt = 0.2

Ahora hl'= Β * hds ---- (Ec. 18.8, página 18.10, 6ta edición Perry)

Cuando, hl'= Caída de presión a través de la masa aireada y alrededor del

dispersor, en mm del líquido,

⇒ hl’= 0.6*52.77 = 31.662 mm

Ahora,


40

hf = hl/φt ------(Ec. 18.9, página 18.10 6ta edición Perry)

⇒ hf = 31.662/0.2 = 158.31 mm.

Anchura media de la trayectoria de flujo de líquido, Df = (Dc + Lw)/2

= (0,87 + 0,67) / 2 = 0,77 m.

Radio hidráulico aireada masa Rh = hf * Df/(2*hf + 1,000*Df) (de ec. 18.23, de la

página 18,12 6ta edición Perry)

Rh = 158.31 * 0.77 / (2*158,31 + 1,000*0,77) = 0,112 m.

Velocidad de la masa aireada, Uf = 1000 * q / (hl'* Df)

Caudal volumétrico, q = 1,6061 * 10-4 m3/s.

Uf = 1,000 * 1,6061 * 10-4 / (31.662 * 0,77) = 0,0066 m/s.

Numero de Reynolds NRe = Rh * Uf * ρl / μliq

= 0,112 * 0,0066 * 784,5 / (1,03 * 10-3)

= 563.012

hhg = 1.000 * f * Uf2 * Lf / (g * Rh)

f = 0.6 para hw = 1.97" y NRe = 563.012

Lf = 2 * Dc/2 Cos(ϴC/2) = 0,5549 m

hhg = 1.000 * 0.6 * 0,00662 * 0,5549/(9.81*0.112) = 0,0132 mm.

La pérdida de carga a la llegada de la zona más baja:

hda = 165.2 {q/Ada}2 ----- (Ec. 18.19, página 18.10, 6ta edición Perry)

Cuando,

hda = pérdida de carga bajo, como mm de líquido,

q = caudal de líquido calculado en la parte inferior de la sección, m3/s

Y Ada = área mínima de flujo bajo el apron comer abajo, m2

Ahora,

q = 1,6061 *10-4 m3/s

C = 1 "= 25,4 mm

hap = hds - C = 52,77 - 25,4 = 27,37 mm

Ada = Lw * hap = 0.67 * 27.37 *10-4 = 0.0183 m2

hda = 165,2 [(1.6061*10-4)/(0,0183)]2

hda = 0,0127 mm

Ahora,


41

ht = hd + hl’

Aquí hd y hl' se calculan en la parte inferior de la sección de enriquecimiento.

Ahora tenemos,

hd, inferior = 82,94 mm

hl, inferior = 31,662 mm

ht = hd + hl’ = 82.94 + 31.662

ht = 114,602 mm

Zona más baja:

hdc = ht + hw + how + + hda + hhg ---- (ecuación 18.3, página 18.7, 6ta

edición Perry)

ht = caída de presión total en toda la placa (líquido mm)

ht = hd + hl’

hdc = altura en la esquina abajo, líquido mm,

hw = altura del vertedero en la salida de la placa, el líquido mm,

how = altura de la cresta sobre el vertedero, el líquido mm,

hda = pérdida de carga debido al flujo de líquido bajo la plataforma baja,

en mm de líquido,

hhg = gradiente de líquido a través de la placa, el líquido mm

hdc=14,602 + 50 2.52 + 0.0132 + 0.0127

hdc = 167,148 mm.

Vamos φdc = densidad media de espuma relativa (relación entre la densidad de

la espuma de la densidad del líquido)

φdc = 0,5

h`dc = hdc / φdc = 167.148 / 0,5

h`dc = 334,29 mm.

Que es menor que la separación bandeja, ts = 457 mm

Por lo tanto no hay inundaciones en la sección de enriquecimiento y por lo

tanto los cálculos de diseño son aceptables.


42

b) Diseño de la sección de agotamiento

Hidráulica Bandeja

El diseño de una torre de la placa de tamiz se describe a continuación. Las

ecuaciones y correlaciones son tomadas de la 6ta y 7a edición de Chemical

Engineers 'Handbook de Perry.

1. Bandeja de separación, (ts):

Vamos ts = 18" = 457 mm

2. Diámetro del orificio, (dh):

Vamos dh = 5 mm

3. Paso de orificio (lp):

Vamos lp = 3 * dh

i.e., lp = 3 * 5 = 15 mm

4. Grosor Bandeja (tT):

Vamos tT = 0,6 * dh

i.e., tT = 0,6 * 5 = 3 mm

5. Relación entre zonas orificio de área perforada (Ah/Ap):

Consultar la figura 3

Ahora, por un paso triangular, sabemos que,

Relación entre zonas orificio de área perforada

(Ah/Ap) = 1/2*(π/4*dh2)/[( )*lp

2]

i.e., (Ah/Ap) =0.90*(dh/lp)2

i.e., (Ah/Ap) = 0.90*(5/15)2

i.e., (Ah/Ap) = 0,1

Por lo tanto,

(Ah/Ap) = 0,1

6. Diámetro del plato (Dc):

El diámetro de la placa es calculado basado en las consideraciones de

arrastre inundaciones.


43

L/G {ρg/ρl}0,5 = 0.0705………(valor máximo)

Ahora,

L/G {ρg/ρl}0,5 = 0,0705 y para una separación de la bandeja 457 mm.

Tenemos,

A partir de la curva de inundaciones, (fig.18.10, página 18.7, 6ta edición de

Perry.)

Parámetro de Inundaciones, Csb, inundación=0,27 pie/s.

Ahora,

Unf = Csb, inundación *(σ/20)0.2[(ρl-ρg)/ρg]0.5….. {en Ec. 18.2, página18.6,

6ta edición de Perry.}

Cuando,

Unf = velocidad del gas a través de la superficie neta a inundación,

m/s (pies/s)

Csb, inundación = parámetro de capacidad, m/s (pies/s, como en

lafig.18.10)

σ = tensión superficial del líquido, mN/m (dinas/cm.)

ρl = densidad del líquido, kg/m3 (lb/ft3)


Ahora, tenemos,

σ = 18.330 mN/m = 18.330 dinas/cm.

ρl = 747.87 kg/m3.

ρg = 3.361 kg/m3.

Por lo tanto,

Unf = 0,27 * (18.33/20)0,2 * [(747,87-3,361)/3,361]0,5

i.e., Unf = 3.949 pies/s

Vamos,

Velocidad real, Un = 0.8 * Unf

i.ei, Un =0,8 * 3.949

i.e., Un = 3.159 pie/s = 0.9628 m/s

Velocidad de flujo volumétrico del vapor en la parte inferior de la sección de

enriquecimiento

qo = 1.9657 /(3.361) = 0.5848 m3/s.

Ahora,

Área neta disponible para el flujo de gas (An)


44

Área neta = (área de la sección transversal de la columna) - (área de zona

baja)

An = Ac – Ad

Por lo tanto,

Área neta activa, An = qo/Un = 0.5848/0,9628 = 0.6074 m2.

Vamos Lw/Dc = 0,77

Cuando,

Lw= longitud de vertedero, m

Dc= diámetro de la columna, m

Ahora,

θc = 2 * sen-1 (Lw/Dc) = 2 * sen-1 (0,77) = 100.70

Ahora,

Ac= (π/4)*Dc2 = 0,785*Dc

2, m2

Ad= [(π/4)*Dc2*(θc/3600)] - [(Lw/2)*(Dc/2)*cos(θc/2)]

i.e., Ad= [0,7854 *Dc2*(100.70/3600)] - [(1/4)*(Lw/Dc)*Dc

2*Cos(100.70/2)]

i.e.,Ad= (0.2196*Dc2) - (0,1288*Dc

2)

i.e.,Ad= 0,0968*Dc2, m2

Desde

An = Ac - Ad

0,6882 = (0,785*Dc2) - (0,0968 *Dc

2)

i.e., 0,6882 * Dc2 = 0.6074

⇒Dc2 = 0,6074/0,6882 =0,8826

⇒Dc =

Dc=0,94m

Dado que

Lw/Dc = 0,77;

⇒Lw = 0.77 * Dc =0.7* 0.94 = 0.724 m.

Por lo tanto,

Lw= 0,24 m.

Ahora,


45

Ac = 0,785*0,942= 0,694 m2

Ad= 0,09688 * Dc2= 0,0968 * 0,942= 0,0866 m2

An= Ac - Ad

i.e., An = 0,694 - 0.866 ⇒ An = 0.6074 m2

7. área de la placa perforada (Ap)

Aa = Ac - (2*Ad)

i.e., Aa = 0.694 - (2*0.0866)

⇒ Aa = 0.5208 m2

Ahora,

Lw/Dc = 0,724/0,94 = 0,7702

θc =100.746°

α = 180°- θc

i.e., α = 180°- 100,746°

⇒ α = 79.254°

Ahora,

Acz = 2 * Lw* (espesor de la distribución)

Cuando, Acz = área de la zona de calma, m2 (5 a 20% de Ac)

Acz = 2 * 0,724 *(30×10-3) = 0.04344 m2 (que es el 6.26% de los Ac)

Además,

Awz =2*{(π/4) * Dc2 * (θc/360°) - (π/4) * (Dc-0.030)2 (θc/360°)}

Cuando, Awz = área de la periferia de residuos, m2 (rango de 2 a 5% de Ac)

i.e., Awz = 2 * {(π/4) * 0.942 * (100.746°/360°) - (π/4)*(0.94 – 0.03)2

(100.746°/360°)}

i.e., Awz=0,0244 m2 (que es el 3,51% del Ac)

Ahora,

Ap =Ac-(2*Ad) - Acz - Awz

i.e.,Ap =0.694 - (2*0.0866) – 0.04344 - 0,0244

Por lo tanto, Ap= 0.387 m2


46

8. Área Agujero Total (Ah):

Puesto que,

Ah /Ap = 0,1

⇒Ah= 0,1 * Ap

i.e.,Ah= 0,1 * 0.453

⇒Ah = 0.0453 m2

Por lo tanto, el área total del agujero = 0.0453 m2

Ahora sabemos que,

Ah = nh* (π/4) * dh2

Cuando, nh = número de agujeros

⇒ nh = (4*Ah) * (π*dh2)

i.e.,nh = (4*0.0453 m2) * (π*0.0052)

⇒nh ≈2307.21

Por lo tanto, Número de hoyos ≈ 2308

9. Altura de presa (hw):

Vamos, hw = 50 mm

10. Weeping Check

Todas las gotas de presión calculada en esta sección están representados

como jefe mm de líquido en la placa. Esto sirve como una base común para la

evaluación de la presión gotas.

Anotaciones usadas y sus unidades:

hd = Caída de presión a través de la placa seca mm de líquido sobre la

placa

uh = velocidad de vapor basado en el área del agujero, m / s

how= altura del líquido sobre el vertedero, mm de líquido sobre la placa

hσ = Caída de presión debido a la formación de burbujas, mm de líquido

hds = sello dinámico del líquido, de líquido mm

hl = Caída de presión debido a la formación de espuma, mm de líquido

hf = Pérdida de carga debido a la formación de espuma, real, mm de

líquido

Df = longitud media de flujo de líquido, m

Rh = radio hidráulico de flujo de líquido, m


47

Uf = Velocidad de la espuma, m / s

(NRe) = Número de Reynolds del flujo

f = factor de fricción

hhg = gradiente hidráulico, mm de líquido

hda = Pérdida bajo por comer delantal mm de líquido

Ada = Área bajo la plataforma comer abajo, m2

C = Abajo despacho comer, m

hdc = Abajo comer backup, mm de líquido

Cálculos:

La pérdida de Head a través del agujero seco

hd = pérdida de carga otro lado del agujero seco

hd = k1 + [k2 * (ρg / ρl) * Uh2] --------- (en Ec. 18.6, página 18.9, 6 ª edición

Perry)

Donde Uh = velocidad del gas a través área del agujero de k1, k2 son

constantes

Para las placas de platos

k1 = 0 y k2 = 50,8 / (Cv)2

Donde Cv = coeficiente de descarga, tomada de fig. Edición 18.14, página 18.9

6ta Perry).

Ahora,

(Ah/Aa) = 0,0453 / 0,5208 = 0,087

También tT/dh = 3/5 = 0.60

Así, por (Ah/Aa) = 0,087 y tT/dh = 0,60

Tenemos en la fig. Edición 18.14, página 18.9 6ta Perry.

Cv = 0,73

⇒ k2 = 50,8 / 0.732 = 95.327

Flujo volumétrico de vapor en la parte superior de la sección de agotamiento

= qt = 1,8974/(3.425) = 0.554 m3/s -------- (en la parte superior mínima)

Flujo volumétrico de vapor en la parte inferior de la sección de agotamiento

= qo = 1,9657/(3.361) = 0.5848 m3/s. ------- (en la parte inferior máximo).

Velocidad a través del área del agujero (Uh):


48

Ahora,

Velocidad a través del área del agujero en la parte superior = Uh, superior = qt / Ah

= 0.554/0.0453 = 12,23 m/s

Asimismo, la velocidad a través del área del agujero en la parte inferior

= Uh, inferior = qo /Ah = 0.5848/0.0453 = 12,91 m/s

Ahora,

hd, superior = k2 [ρg / ρl] (Uh, superior)2

= 95,327 * (3.425/784.50) * 12,232

⇒ hd, superior = 62,25 mm líquido claro -------- (en la parte superior mínimo)

También

hd, inferior = k2 [ρg / ρl] (Uh, inferior)2

= 95,327 * (3.361/747.87) * 12,912

⇒ hd, inferior = 71,4 mm líquido transparente ----- (en la parte inferior

máximo)

Pérdida de carga debido a la formación de burbujas

hσ = 409 [σ / (ρL * dh)]

Donde σ = tensión superficial, mN/m (dinas/cm)

dh = diámetro del agujero, mm

ρl = densidad media de líquido en la sección kg/m3

ρl = 784.5 kg/m3

hσ= 409 [18,33 / (784,5 * 5)]

hσ= 1.911 mm líquido claro.

Altura de la cresta de líquido sobre Weir

how= 664 * [(Fq / Lw)2/3]

q = caudal de líquido en la parte superior, m3/s

= 0.0035 m3/s.

q' = 1.998 * 60 / 7193.9 = 0,0166 m3/min = 4,384 gal/min.


49

Por lo tanto, q'= 4,384 gal/min.

Lw = longitud del vertedero = 0.724 m = 2.3753 ft

Ahora,

q'/ Lw2.5 = 4.384 / (2.375)2,5 = 0.504

Ahora, para q'/ Lw2.5 = 0,504 y Lw/Dc = 0.7702

Tenemos desde fig.18.16, página 18.11, 6ta edición Perry

Fw = factor de corrección = 1.02

Por lo tanto, how = 1,02 * 664 * [(0,00035)/0,724]2/3

⇒ how = 4,17 mm de líquido claro.

Ahora,

Valor (hd + hσ) = 62,25 + 1,911 = 64,161 mm ------ Diseño

(hw + how) = 50 + 4.17 = 54.17 mm

Además, Ah / Aa = 0,087 y (hw + how) = 50 + 4.17 = 54.17 mm

El valor mínimo de (hd + hσ) requerida se calcula a partir de un gráfico dado en

Perry, conspirado contra Ah / Aa

i.e., que tenemos de la fig. 18.11, página 18.7, 6ta edición Perry

(hd + hσ) min = 12,0 mm ------- Valor teórico.

El valor mínimo según lo encontrado es de 12.0 mm.

Dado que el valor de diseño es mayor que el valor mínimo, no hay ningún

problema.

Abajo comer Inundaciones:

hds = hw + how + (hhg/2) ------- (ecuación 18.10, página 18.10, 6ta edición Perry)

Cuando,

hw = altura del vertedero, mm

hds = sello ranura estática (altura del vertedero menos altura de la parte

superior de la ranura encima de la placa piso, altura de líquido claro

equivalente, mm)

how= altura de la cresta sobre el vertedero, líquido claro equivalente mm

hhg = gradiente hidráulico a través de la placa, la altura de líquido claro

equivalente mm.


50

Gradiente hidráulico, hhg

Sabemos hhg = 0,5 mm.

hds = hw + how + (hhg/2)

= 50 + 4,17 + 0,5 / 2 = 54,42 mm

Ahora, Fga = Ua * ρg0.5

Cuando Fga = en fase gaseosa factor de energía cinética,

Ua = velocidad superficial del gas, m/s (pies/s)


Aquí Ua es calculada en la parte inferior de la sección.

Por lo tanto, Ua = (Gb / ρg) / Aa = 1,9657 / (0.5208 * 3.361) = 1.123 m/s

Por lo tanto, Ua = 3.684 pies/s

ρg = 3,361 kg/m3 = 0,205 lb/pie3

Por lo tanto, Fga = 3,684 * (0,205) 0,5

Fga = 1.668

Ya por Fga = 1.668, tenemos la fig. 18.15, 18.10 Página 6ta edición Perry)

Factor de aireación = β = 0,61

Densidad relativa de la Espuma = φt = 0.21

Ahora hl'= Β * hds ---- (en Ec. 18.8, página 18.10, 6ta edición Perry)

Cuando, hl'= Caída de presión a través de la masa aireada sobre y alrededor

del dispersor, en mm líquido.

⇒ hl'= 0,61 * 54,42 = 33,1962 mm

Ahora,

Hf = hl´/ φt ------- (Ec. 18.9, página 18.10, 6ta edición Perry)

⇒ hf = 33.1962 / 0,21 = 158,07 mm

Anchura media de la trayectoria de flujo de líquido, Df = (Dc + Lw)/2

= (0,94 + 0,724)/2 = 0,832 m

Radio hidráulico de la página aireada masa Rh = hf * Df / (2 * hf + 1,000 * Df) (en

Ec. 18.23, 18,12 6ta edición Perry)


51

Rh = 158.07 * 0.832 / (2 * 158.07 + 1.000 * 0.832)

= 0,1145 m.

Velocidad de la masa aireada, Uf = 1000 * q / (hl'* Df)

Caudal volumétrico, q = 2.068/747.87 = 0.00276 m3/s

Uf = 1,000 * 0.00276 / (33.1962 * 0.832) = 0.0999 m/s

Reynolds módulo NRe = Rh * Uf * ρl / μliq

= 0.1145 * 0.0999 * 747,87 / (0,924 * 10-3) = 9.257,17

hhg = 1.000 * f * Uf2 * Lf / (g * Rh)

f = 0.18 para hw = 1.97" y NRe = 9257.17

Lf = 2 * Dc/ Cos (ϴC / 2) = 0.5995 m

hhg = 1,000 * 0,18 * 0,09992 * 0,5995 / (9,81 * 0,1145)

= 0.958 mm

La pérdida de carga más baja esquina delantal:

hda = 165.2 {q / Ada}2 ----- (en Ec. 18.19, página 18.10, 6ta edición Perry)

Cuando,

hda = pérdida de carga bajo el delantal comer abajo, como milímetros de

líquido

q = caudal de líquido calculado en la parte inferior de la sección, m3/s

Ada = área mínima de flujo bajo el delantal comer abajo, m2

Ahora,

q = 0.00276 m3/s

Asumiendo, C = 1" = 25,4 mm

hap = hds - C = 54,42 a 25,4 = 29,02 mm

Ada = Lw x hap = 0.724 * 29.03 * 10-3 = 0.021 m2

hda = 165.2 [(0.00276) / (0.021)] 2

hda = 2.85 mm

ahora

ht = hd + hl`


52

Aquí hd y hl' Se calculan en la parte inferior de la sección de separación.

Ahora tenemos,

hd, inferior = 71.4 mm

hl, inferior = 33.1962 mm

ht = hd + hl`

= 71.4 + 33.1962

ht = 104.6 mm

Abajo comer Backup:

hdc = ht + hw + how + hda + hhg ---- (ecuación 18.3, página 18.7, 6ta edición

Perry)

ht = caída de presión total en toda la placa (líquido mm)

= hd + ht’

hdc = altura en la esquina abajo, líquido mm,

hw = altura del vertedero en la salida de la placa, el líquido mm,

how = altura de la cresta sobre el vertedero, el líquido mm,

hda = pérdida de carga debido al flujo de líquido bajo la plataforma

comer abajo, en mm líquido

hhg = gradiente de líquido a través de la placa, el líquido mm

hdc = 104.6 + 50 + 4.17 + 0.958 + 2,85

hdc = 162.58 mm

Vamos φdc = densidad media espuma relativa (relación de la densidad de la

espuma de la densidad del líquido) = 0.5

h`dc = hdc / φdc = 162.58 / 0.5

h`dc = 325.16 mm

Lo cual es menor que la separación bandeja, ts = 457 mm

Por lo tanto no hay inundaciones en la sección de separación y por lo tanto los

cálculos de diseño son aceptables.


53

Las fórmulas utilizadas en el cálculo de propiedades:

1. VISCOSIDAD:

(i) Promedio de la Viscosidad del Líquido:

(μliq)1/3 = [x1 × (μ1)

1/3] + [x2 × (μ2)1/3]

2. DIFUSIVIDAD:

(i) Difusividad en Fase líquida:

Para el caso de la difusión de solutos orgánicos en solventes orgánico

DAB = (1.173 * 10-13 * (ϴ *M)0,5 * T) / [ƞB * (VA)0,6] - (Richardson-coulson vol.6)

Cuando,

ϴ = constante

M = peso molecular

T = temperatura absoluta, °K

ƞB = viscosidad del solvente B, cP,

VA = volumen molar de soluto A en su temperatura de ebullición normal,

cm3/g-mol.

DAB = coeficiente de difusividad mutuo de soluto A en muy baja

concentración en disolvente B, cm2/s

(ii) Gas Difusividad Fase:

DAB = 1.013*10-7 × T1.75 × [(MA + MB) / (MA × MB)]1/2} / {P × [(∑VA)1/3 + (∑VB)1/3] 2 -

----- (Richardson - Coulson vol.6).

Donde

P = Presión en atmósferas

T = temperatura en °K

DAB = Difusividad, cm2 / s

∑VA y ∑VB= suma de los volúmenes de difusión atómica para los

componentes A y B, respectivamente.

MA y MB = pesos moleculares de los componentes A y B, respectivamente.


54

3. TENSIÓN SUPERFICIAL:

σ = Pch * (ρl - ρg)/M]4 ×10-12 ----- (en Ec. 8.23, página 293, Coulson y

Richardson vol.6)

Cuando,

σ = tensión superficial, dina/cm

Pch = Sugden’s Parachor

ρl = densidad del líquido, kg/m3

ρg = densidad del vapor saturado, kg/m3

M = peso molecular

σ, ρl y ρg se evalúan a la temperatura del sistema.

σ mix = ∑ (xi * σ 1), donde i = 1,2,3, ...... n.

4. DENSIDAD DEL LÍQUIDO:

ρ = Pc / (R * Tc * Zc [1 + (1 - Tr) 2/7]) (Coulson y Richardson vol.6)

Cuando,

Pc = presión crítica = M/(0,34 + (∑P)2)

M = peso molecular.

Tc = Temperatura crítica = Tb / (0.567 + ∑T - (∑T)2)

Tb = temperatura normal de ebullición °K

Zc = Pc * Vc / (R * Tc)

Vc = volumen crítico

R = constante universal de los gases.

5. DENSIDAD DE GAS:

ρ = P * M / (R * T)

P = presión

M = peso molecular.

R = constante universal de los gases.

T = temperatura.


55

Sección de Enriquecimiento:

Eficiencia de la columna (método AIChe)

1. Punto de Eficiencia, (Eog):

Eog = 1-e-Nog = 1-exp (-Nog) ----- (Ec. 18.33, página 18.15, 6ta edición Perry)

Cuando Nog = unidades totales de transferencia

Nog = 1 / [(1/Ng) +(/Nl)] ---- (en Ec. 18.34, página 18.15, 6ta edición Perry)

Cuando

Nl = unidades de transferencia de fases líquidas

Ng = unidades de transferencia de fase gaseosa}

= (m * Gm) / Lm = factor de agotamiento

m = pendiente de la curva de equilibrio

Gm = caudal de gas, mol/s

Lm = caudal de líquido, mol/s

Ng = (0.776 + (0.0045 * hw) - (0.238 * Ua*ρg0.5) + (105 * W)) / (NSc, g)

0.5 ----- (en

Ec. 18., Página 18., 6ta edición Perry)

Cuando,

hw = altura del vertedero = 50.00 mm

Ua = velocidad del gas a través del área activa, m/s

= 1.232 m/s

Ua = 1.232 m/s

Df = (Lw + Dc) / 2 = (0.87 + 0.67) / 2 = 0.77 m

q = 161.30 * 10 -6 m3/s

W = tasa de flujo de líquido, m3 / (sm) de ancho de vía de flujo en la

placa

= q / Df = 161.3 * 10-6/0.77 = 209.48 * 10-6 m3/(s.m)

Nsc, g = número Schmidt = µg / (ρg * Dg) = 0.6256

Dg = Difusividad = 4.433 * 10-6 m2/s

Ahora

Número de unidades de transferencia de fase de gas,


56

Ng = (0.776+(0.0045*50) - (0.238*1.232*3.4250.5) + (105*209.48*10-6)) /

(0,6256)0,5

10 Ng = 0.6073

Además

Número de unidades de transferencia de fase líquida,

Nl = k1 * a * ϴ1 ----- (ecuación 18.36a, página 18.15, 6ta edición Perry)

Cuando k1 = coeficiente de transferencia de fase líquida kmol/(sm2

kmol/m3) o m/s

A = Área de efectividad interfacial para la transferencia de masa m2/m3

de espuma o spray en el plato,

ϴl = tiempo de residencia del líquido en la espuma o aerosol, s

ϴl = (hl * AA) / (1000 * q) ---- (Ec. 18.38, página 18.16, 6ta edición

Perry)

Ahora, q = caudal de líquido, m3/s

q = 161.30 * 10-6 m3/s

hl = hl’ = 31.662 mm

Aa = 0.4496 m2

ϴ1 = 31.662 * 0.4496 / (1,000 * 161.3 * 10-6) = 88.25 s

K1*a = (3.875 * 108 * DL)0.5 * ((0.40 * Ua * ρg

0.5) + 0,17) --- (Ec. 18.40 a,

página 18.16, 6ta edición Perry)

DL = coeficiente de difusión en fase líquida, m2/s

K1*a = (3.875 * 108 * 2.002 * 10-9)0,5 * ((0.40 * 1.232 * 3.4250.5) +

0,17)

K1*a = 0.933 m/s

N1 = k1 * a * ql

i.e., N1 = 0.933 * 88,25

λm = mm * Gm/Lm

λb = 0.5990

λt = 0.3

⇒ λ = 0.4495

Nog = 1 / [(1/Ng + (λ/Nl)]


57

= 1 / [(1/1.093) + (0.4495/82.33)]

Nog = 1.0865

Eog = 1-e-Nog = 1-exp (-Nog)

= 1-e-1.0865 = 1-exp (-1,0865)

Eog = 0.6626

Punto de Eficiencia = Eog = 0.6626

2. Eficiencia Murphree de los Platos (Emv):

Ahora, el número de Peclet = NPE = Zl 2 / (DE * ql)

Zl = longitud del recorrido del líquido, m

DE = (6.675 * 10-3 * (Ua)1,44) + (0.922 * 10-4 * hl) - 0,00562 ----- (Ec. 18.45,

página 18.17, 6ta edición Perry)

Donde DE = coeficiente de difusión Eddy, m2/s

DE = (6.675 * 10 -3 * (1,232) 1,44) + (0.922 * 10 -4 * 31.662) - 0,00562

DE = 0,0063 m2/s

Además

Zl = Dc * Cos(ϴC/2) = 0,87 * Cos (100.73°/2) = 0.555 m

NPe = Zl2 / (DE * ϴL)

= 0.5552 / (0.0063 * 88.25)

NPe = 0.554

* Eog = 0.4495 * 0.6626 = 0.2978

Eog = 0.2978 y NPE = 0.554

Tenemos desde fig.18.29a, página 18.18, sexta edición Perry

EMV / Eog = 1,09

Emv = 1.09 * Eog = 1,09 * 0,6626 = 0,722

Eficiencia Murphee platos = Emv = 0.722


58

3. Eficiencia total (EOC):

Eficiencia global =

----- (Ec. 18.46, página 18.17, 6ta edición

Perry)

Cuando, Eα / Emv = 1 / (1 + EMV[ψ / (1 - ψ)]) ----- (Ec. 18.27, página 18.13, sexta

edición Perry)

Emv = Murphee Vapor eficiencia,

Eα = Murphee eficiencia Vapor, corregida por efecto de reciclaje del líquido

arrastre.

(L / G) * {ρg / ρl}0,5 = 0.004

Por lo tanto, para (L / G) * {ρg / ρl}0,5 = 0.004 y al 80% del valor inundaciones,

Tenemos desde fig.18.22, página 18.14, sexta edición Perry

ψ = arrastre fraccional, moles / mol bruto hacia abajo de flujo = 0.095

⇒ Eα / Emv = 1 / (1 + Emv [ψ / (1 - ψ)]

⇒ Eα = Emv / (1 + Emv [ψ / (1 - ψ)])

= 0.722 / (1 0,722 [0,095 / (1-0,095)])

⇒ Eα = 0.8

Eficiencia global =

EOC = log [1 + 0.6711 (0.4495 - 1)] / log 0.4495

Eficiencia global = EOC = 0.5767

Bandejas real = NACT = NT / EOC = (bandejas ideales) / (rendimiento global)

Donde Nt = placas teóricas,

NACT = bandejas reales

NACT = 2/0.5767 = 3,47 ≈ 4

Por lo tanto, las bandejas de reales en la sección de agotamiento = 3

Altura total de la sección de separación = 4 * ts = 4 * 457 = 1828 mm = 1.828 m

Resumen de la columna de destilación:

A) Sección Enriquecimiento

Espaciamiento Bandeja = 457 mm


59

Diámetro de la columna = 870 mm = 0,87 m

Weir longitud = 0,67 m

Weir altura = 50 mm

Diámetro del agujero = 5 mm

Echada del agujero = 15 mm, triangular

Grosor Bandeja = 3 mm

Número de agujeros = 1,971

Inundaciones% = 80%

B) sección de separación

Espaciamiento Bandeja = 457 mm

Diámetro de la columna = 940 mm = 0,94 m

Weir longitud = 0,724 m

Weir “presa” altura = 50 mm

Diámetro del agujero = 5 mm

Echada del agujero = 15 mm, triangular

Grosor Bandeja = 3 mm

Número de agujeros = 2308,% Inundación = 80%

5.2 DISEÑO MECÁNICO DE COLUMNA DE DESTILACIÓN:

a. carcasa:

Diámetro de la torre = Di = 940 mm = 0.940 m

Trabajo / Operación Presión = 2.087 ambiente = 2.1558 kg/cm2

Presión de diseño =1.1*Presión de trabajo = 1.1 * 2.1558 = 2.37138 kg/cm2

Temperatura de trabajo = 95 °C = 368 °K

Temperatura del diseño = 104.5 °C = 377.5 °K

Material de Shell - IS: 2002-1962 Acero al carbono (densidad 7,7)

Esfuerzo de tracción admisible (pie) = 95 MN/m2 = 970 kg/cm2

Aislamiento - asbestos

Espesor del aislamiento = 2 " = 50.8 mm


60

Densidad de aislamiento = 2,700 kg/m3

Top espacio desenganchar = 0.3 m

Parte inferior separador de espacio = 0.4 m

Weir altura = 50 mm

Abajo despacho comer = 1 "= 25.4 mm

b. Head - toriesférica repartió la cabeza:

Material - IS: 2002-1962 de acero al carbono

Esfuerzo de tracción admisible = 95 MN/m2 = 970 kg/cm2

c. Soporte de apoyo:

Altura de apoyo = 1000 mm = 1.0 m

Acero al carbono - Material

d. Tipo Bandejas-tamiz:

Número de bandejas = 7

Diámetro de agujero = 5 mm

Número de orificios:

Sección de enriquecimiento = 1,971

Sección de agotamiento = 2,308

Espaciamiento bandeja:

Sección de enriquecimiento 18 "= 457 mm

Sección de separación 18 "= 500 mm

e. Apoyo a la bandeja de entrada:

Correas - Canales y ángulos

Acero al carbono - Material

Tensión admisible = 127.5 MN/m2 = 1,299.7 k gf/cm2

1. Shell espesor mínimo:

Teniendo en cuenta el recipiente como un recipiente a presión interna.


61

ts = ((P * Di) / ((2 * ft * J) - P)) + C

Donde ts = espesor de la cáscara, mm

P = presión de diseño, kg/cm2

Di = diámetro de la concha, mm

ft = permisible / aceptable resistencia a la tracción, kg/cm2

C = tolerancia de corrosión, mm

J = Factor Común

Considerando doble empalme soldado con cinta de soporte

J = 85% = 0,85

Por lo tanto, ts = ((2.37138*940) / ((2*970 * 0,85) - 2,1558))+3 = 4.35 mm

Tomando el espesor de la cáscara = 6 mm (estándar)

2. Jefe de diseño superficial servida y toriesférica de cabza:

Espesor de la cabeza = th = (P * Rc * W) / (2 * f * J)

P = Presión de diseño interno, kg/cm2

Rc = radio de corona = diámetro de la corona, mm

W = factor de intensificación de la tensión o el estrés factor de concentración

de toriesférica cabeza,

W = ¼ * (3 + (Rc / Rk)0.5)

Rk = radio de nudillo, que es al menos 6% de radio de corona, mm

Ahora, Rc = 940 mm

Rk = 6% de Rc = 0.06 * 940 = 56,4 mm

W = ¼ * (3 + (Rc / Rk)0.5) = ¼ * (3 + (940/56.4) 0,5) = 1.7706 mm

th = (2.37138 * 940 * 1.7706) / (2 * 970 * 0,85) = 2.39 mm

Incluyendo tolerancia de corrosión tener el grosor de la cabeza = 6 mm

Peso de la cabeza:

Diámetro = O.D + (O.D/24) + (2*sf) + (2 * icr/3) --- (Ec. 5.12 Brownell y Young)

Cuando O.D. = Diámetro exterior del plato, pulgadas


62

icr = radio de la cubierta interior, pulgadas

sf = longitud de la brida recta, pulgadas

En la tabla 5.7 y 5.8 de Brownell y Young

sf = 1.5 "

icr = 2.31 "

También, D.O. = 940 mm = 37 "

Diámetro = 37 + (37/24) + (2 * 1,5) + (2/3 * 2,31)

d = 43,08 "= 1094.23 mm.

Peso de cabeza = ((π*d2*t)/4)*(ρ/1,728)

=( π*43.08 2 *0.2362)/4) * (7700/1728) = 1534.15 lb

= 695.87 kg

3. Espesor del depósito a diferentes alturas

A una distancia “X” de la parte superior de la cáscara del estrés son:

3.1. Axial esfuerzo de tensión debido a la presión:

Esta es la misma a través de la altura de la columna.

3.2. estrés circunferencial

2 * fap = 2 * 185.758 = 371.516 k gf/cm2

3.3. Tensión de compresión debido Cargas muertas:

3.3.1. Tensión de compresión debido al peso de la cáscara hasta un metro de

distancia "X" en la parte superior.

fds = peso de la sección de la corona

=(π/4) * (Do2-Di2) * ρs *X /((π/4) * (Do2-Di2))

=peso de la corona X/(π*Dm * (ts-c))

Dónde Do y Di son diámetro externos y interior del depósito.


63

ρs = densidad del material de la cubierta, kg/m3

Dm = diámetro medio de la concha,

ts = espesor de la cáscara,

c = tolerancia de corrosión

ρs = 7700 kg/m3 = 0.0077 kg/cm3

fds = ρs * X = (7700 * X) = kg/m2 = (0,77 * X) kg/cm2

El recipiente contiene pozos de registro, boquillas, etc, el peso adicional puede ser

estimado 20% del peso de la corona.

fT, ds = 1.2 * 7700 * X = 0,924 * (X) kg/cm2

En el lado del viento máximo:

Ft,max = (fwx o fsx) + fap - fdx

Dado que las posibilidades de que, destaca debido a la carga y la carga sísmica

viento, al ocurrir juntos es raro por lo tanto, se supone que las tensiones debidas al

viento no se producirá la carga de carga y el terremoto al mismo tiempo y por lo tanto

el valor máximo de ya sea aceptado y por lo tanto se considerado para la evaluación

de las tensiones combinadas.

Por lo tanto Ft,max = 0.58792X2 + 168.871-[7.215X + 1.0129]

i.e., 0.58792X2-7.251X + 168.871 - 1,0129 - 824,5 = 0

0.58792X2 - 7.251X – 656.64 = 0

=> X = 40,15 m

En el lado negativo:

fc, max = (fwx o fSX) - fap + fdx

3.075X2 - 86.1618 + [7.3580X + 0.6701] = fc, max

La altura de la columna es de 3.4 m, para el que el valor máximo

fc, max = 0.58792 (3.4) 2 - 168.871 + [7.251 (3.4) + 1.0129]

= -136.408 Kg/cm2

Esto demuestra que la presión sobre el lado del viento es hacia abajo a la tracción.

ft, max = 85% de la tensión de tracción permisible.

ft, max = 970 * 0,85 = 824,5 kg/cm2.

ft, max = 0,58792 (X)2 – 168.871 + [7,251 (X) + 1.0129] = 824,5


64

Por lo tanto, X = 35.38 m.

Por lo tanto, vemos que el valor de cálculo de la altura de la columna es más de 3.4 m,

que es la altura de la columna actual. Por lo tanto concluimos que el diseño es seguro

y por lo tanto el diseño cálculos son aceptables.

Por lo tanto un espesor de 6 mm se toma a lo largo de la longitud de la concha.

Altura de la cabeza = Dc / 4 = 0,94 / 4 = 0.235 m

Apoyo falda Altura = 1.0 m

Altura real Total = 3.4 + 1 + 0.235 = 4.635 m

3.2.2. Diseño del soporte:

a) Apoyo a la falda:

La carcasa cilíndrica de la falda está diseñado para la combinación de las tensiones

debidas al recipiente de peso muerto, la carga del viento y la carga sísmica. El espesor

de la falda es uniforme y está diseñado para soportar los valores máximos de las

tensiones de tracción o de compresión.

Datos disponibles:

(i) Diámetro = 940 mm.

(ii) Altura = 3400 mm = 3,40 m

(iii) Peso de los buques, el apego = 2148,85 kg.

(iv) Diámetro de la falda (en línea recta) = 940 mm

(v) Altura de la falda = 1,0 m

(vi) la presión del viento = 37.204 kg/m2

5.3 Proceso de diseño del intercambiador de calor

Intercambiador de calor utilizado es de carcasa y tubos.

El etanol que entra desde vaporizador debe ser calentado de 100°C a 200°C el uso de

etanol, acetaldehído y la mezcla de hidrógeno disponible en 310°C.

Lado de la carcasa:

RSS (mh) = 2,008 kg / s

Temperatura de entrada (T1) = 1000C


65

Temperatura de salida (T2) = 2000C

Lado del tubo:

Temperatura de entrada (t1) = 3100C

Temperatura de salida (t2) = 232.6900C

1) Balance de Calor

Qh = mh Cp (T2-T1)

= 2.008 * 1,97 * (200-100)

= 395,576 KW

2) LMTD

LMTD = 120.990C

FT = Factor de corrección LMTD.

R = 0.7731 y S = 0.476

De la gráfica de FT Vs S

FT = 0,91

LMTD (corregido) = 110,10090 C.

3) La zona de transferencia de calor:

Elija coeficiente global de transferencia de calor = 120 W / (m2K)

Q = UA (LMTD)

A = 395 576 / (120 * 120.99 * 0.91)

A = 29.94m2

4) Selección de mangueras:

¾ en OD, 10 BWG tubos

OD = 3/4 = 19,05 mm

ID = 0.685 in = 17,399 mm

Longitud del tubo = L = 16 pies = 4,88 m


66

Área de transferencia de calor por tubo = 0.292 m2

Número de tubos = 29.94/0.292 = 102,53

TEMA P o S, tipo de cabeza flotante:

Recuento de metro más cercana de la mesa recuento tubo

NT = 102

2 pases de tubo y 1 pase shell

¾ de tubos dispuestos en el paso triangular

Shell ID (Df) = 305 mm = 12 pulgadas

Corregido el área de transferencia de calor = 0.292 * 102 = 29.784 m2

Corregido sobre toda coeficiente de transferencia de calor (U) = 120.63 W /

(m2K)

5) Promedio de las propiedades de los fluidos

a) lado Shell (salmuera amoniacal) a 1500C

ρ = 3,98 kg/m3

μ = 1,300 * 10-8 mNs/m2

Cp = 1.97KJ/kg.K

k = 0,0256 W / m.K

b) El lado del tubo (agua) a 250 º C

ρ = 2,965 kg/m3

μ = 4,7577 * 10-5 mNs/m2

Cp = 1,7117 KJ / kg.K

k = 0.081w/m.k

6) la velocidad del lado de los tubos

Número de pasadas NP = 2

Área de flujo = (Π * ID2 / 4) * NT / NP

= (3,14 * 0,0173992 / 4) * 102/2

Aa = 0.012 m2

Vt = mc / (Aa ρ)


67

= 2,008 / (0,012 * 2,965)

= 56,43 m / s.

La velocidad es, con el rango (para el vapor

5.4 Diseño mecánico de intercambiadores de calor:

(a) Shell detalles secundarios:

Material: acero al carbono

Número de pasadas shell: uno

Presión de trabajo: 0.3N/mm2

Presión de diseño: 0.33N/mm2

Temperatura de entrada: 1000C

Fuera dejar temperatura: 2000C

Tensión admisible para acero al carbono: 95N/mm2

(b) Datos lado del tubo:

Tubos Número: 102

Número de pasadas: 2

Diámetro exterior: 19,05 mm

17.399 mm: Diámetro interior.

Largo: 4,88 m

Pitch triangular: 1 pulgada

Presión de trabajo: 0,3 N/mm2

Presión de diseño: 0.33N/mm2

Temperatura de entrada: 310°C

Temperatura de salida: 232.69°C

Lado de la carcasa:

(1) Shell grueso:

ts = PD / (2FJ + P)

= 0.33 * 305 / (2 * 95 * 0.85 +0.33) = 0.57


68

El espesor mínimo de la cáscara debe ser = 6,0 mm

Incluyendo grosor de la cáscara tolerancia de corrosión es de 8 mm

(2) Espesor de la cabeza:

Shallow repartió y toriesférica

ts = PRcW/2fJ

= 0.33 * 305 * 1,77 / (2 * 95 * 0.85)

= 1,103 mm.

Espesor mínimo del depósito deberá ser de 10 mm como margen de

corrosión.

(3) Los deflectores transversales:

Reflectores spacing = 0.8 * Dc = 244mm

Número de deflectores,

Nb = 1 L / LS = 4.88/0.244 = 20

Nb = 19

Espesor de deflectores, tb = 6 mm


69

Capítulo 6. CONTAMINACIÓN Y LA SEGURIDAD EN LAS INDUSTRIAS DE

PROCESO

6.1. Salud y factores de seguridad:

El principal efecto tóxico del acetaldehído es la irritación de la piel y la

membrana mucosa. La anestesia es el efecto dominante de acetaldehído.

Como un ejemplo, paraldehído (acetaldehído trímero) es un hipnótico

extremadamente seguro, pero su olor y sabor desagradable han restringido su

uso.

Durante la exposición industrial ordinaria, los vapores de acetaldehído

producen irritación local a los ojos y, en menor medida, a la garganta y la nariz

tos, sensación de ardor, dolor de cabeza, y estupefacción son los síntomas de

la exposición bruta. La concentración máxima admisible en el aire se ha fijado

en 200 ppm. No ha habido informes publicados de lesiones graves por el uso

de acetaldehído, y se puede concluir que en el manejo de acetaldehído si se

toman las medidas de seguridad lógicas.

Las mezclas de vapores de acetaldehído con aire son inflamables si la

concentración de acetaldehído y el oxígeno son mayores que 4 y 9 %,

respectivamente. El acetaldehído es muy volátil, tiene un bajo punto de

inflamación, se oxida con facilidad, y puede formar peróxidos altamente

explosivos.

6.2. Manipulación:

En el manejo de acetaldehído, uno tiene que recordar que es un compuesto

muy reactivo que pueden fácilmente oxidados, reducidos, o polimerizadas, y

son altamente reactivos con el oxígeno. Se tiene que ser tratado como un

material volátil, inflamable y tóxico. La siguiente es una lista de las

precauciones recomendadas para la manipulación de acetaldehído:

1. El nitrógeno u otros gases inertes se deben utilizar como un material

cubriendo cada vez que la exposición al aire es una posibilidad.

2. Las gafas de seguridad deben ser utilizados.

3. Las transferencias deben hacerse en las estructura sal aire libre o el uso

de la máscara de gas adecuado o equipo de respiración autocontenida, si

es necesario.

4. Los tambores se deben almacenar a la intemperie, evitando la exposición

directa a la luz solar y

5. El acetaldehído se debe enfriar antes de transferir y una capa de nitrógeno

se debe utilizar.

6.3. Transporte y Almacenamiento:

El acetaldehído se entrega en bidones de 5 a 10 o 55 galones, camiones

cisterna con aislamiento y carro tanques aislados. El acetaldehído en el estado

líquido no es corrosivo para la mayoría de los metales, pero que puede ser

fácilmente oxidado a ácido acético, especialmente en la fase de vapor. Los


70

materiales adecuados de construcciones son de acero inoxidable y aluminio.

Los tambores recubiertos con resinas fenólicas también se han utilizado. Si un

color más oscuro y un poco de contaminación de hierro no son objetables, se

puede usar acero al carbono. Debido a acetaldehído clasificado tiene un líquido

inflamable, se requiere un punto rojo (Departamento de Transporte) label de

envío.

Almacenamiento a granel cabo a baja temperatura y se recomienda presión

sobre el almacenamiento en recipientes a presión.


71


72

Capítulo 7. DISEÑO Y LOCALIZACIÓN DE LA PLANTA

La ubicación de la planta puede tener un efecto decisivo en la rentabilidad de un

proyecto y las posibilidades de expansión futura. Muchos factores deben ser

considerados al seleccionar un lugar adecuado, y solamente una breve revisión de los

factores principales se dará en esta sección. Los factores principales a considerar son:

Ubicación, con respecto al área de Marketing

Suministro de material primas

Servicios de Transporte

Disponibilidad de trabajo

Disponibilidad de los servicios públicos: agua,combustible, energía

Disponibilidad de tierras aptas

Impacto Ambiental, y la eliminación de efluentes

Consideraciones comunitarias locales

Climático

Consideraciones Estratégicas política

7.1. Área de Marketing:

Para los materiales que se producen en cantidad a granel: como el cemento,

ácidos minerales y fertilizantes, donde el costo del producto por tonelada es

relativamente baja y los gastos de transporte que una parte importante del

precio de venta, la planta debe estar situado cerca del Mercado Primario. Esta

consideración será menos importante para la producción de bajo volumen, los

productos de alto precio, como los productos farmacéuticos. En el mercado

internacional, puede ser una ventaja que se pueden obtener mediante la

localización de la planta dentro de una zona con aranceles preferencial.

7.2. Materias primas:

La disponibilidad y precio de las materias primas adecuadas a menudo

determinará la ubicación del sitio. Las plantas que producen sustancias

químicas a granel son el mejor ubicado cerca de la fuente de la materia prima

principal, donde esto es también cerca del área de Marketing.

7.3. Transporte:

El transporte de materiales y productos hacia y desde la planta será una

consideración primordial en Selección del Sitio. Si es posible, un sitio debe ser

seleccionado por lo menos que está cerca dos formas principales de

transporte: carretera, ferrocarril, vías acuáticas o un puerto marítimo.

Transporte por carretera está siendo cada vez más usado, y es adecuado para

distribución local del almacén central. Transporte ferroviario será más barato

para el transporte a larga distancia de productos químicos a granel.


73

Transporte aéreo es conveniente y eficiente para el transporte de personal,

equipo y suministros esenciales, así como la proximidad del sitio a un

Aeropuerto principal debe ser considerado.

7.4. Disponibilidad deTrabajo:

Trabajo serán necesarios para la construcción de la planta y su operación.

Trabajadores calificados de la construcción por lo general se traen de fuera de

laweb, pero debe haber un número adecuado de trabajadores no

especializados disponibles a nivel local, y el trabajo adecuado para el

entrenamiento para operar la planta. Trabajadores especializados serán

necesarios para el mantenimiento de la planta. Comercio Local unión aduanera

y de prácticas restrictivas tendrán que tenerse en cuenta al evaluar la

disponibilidad e idoneidad del Trabajo para el reclutamiento y capacitación.

7.5. Servicios:

La palabra "Utilities" ahora se utiliza generalmente para los servicios auxiliares

necesarios en el funcionamiento de cualquier proceso de producción. Estos

servicios normalmente será suministrado desde una instalación central, e

incluirá:

Electricidad: Potencia requerida para procesos electroquímicos,

Motores, Iluminación y uso general

Vapor para el proceso de calefacción: Los Vapores requeridos para el

proceso son Generado en las calderas de tubo que utilizan combustible

más económico.

El agua de refrigeración: Proyecto de torres de refrigeración natural y

forzada son generalmente utilizadas para proporcionar el agua de

refrigeración requerida en el sitio.

Agua para Uso General: El agua necesaria para el uso general se

tomará de suministros locales de agua como ríos, lagos y mares. Por

esta razón todas las plantas ubicado en las orillas del río.

Desmaterializada agua: Agua desmaterializada, de la que todos los

minerales se han eliminado por intercambio iónico se utiliza cuando el

agua pura es necesario para el uso de procesos, en la caldera de agua

de alimentación.

Refrigeración: La refrigeración es necesaria para los procesos, que

requieren temperaturas inferiores a los que son proporcionados por el

agua de refrigeración.

Suministros de gas inerte.

Aire Comprimido: En una planta de óxido de etileno de aire comprimido

es una de las materias primas. También es necesaria para

controladores neumáticos Etc.

Efluentes instalaciones de eliminación: instalaciones deberán disponer

para la eliminación efectiva de los efluentes sin ningún tipo de molestia

pública.


74

7.6. Impacto Ambiental, y la eliminaciónde efluentes:

Todos los procesos industriales producen productos de desecho y el examen

completo se debe dar las dificultades y el escudo de su eliminación. La

eliminación de efluentes tóxicos y nocivos serán cubiertos por las normas

locales, y las autoridades competentes deben ser consultadas durante el

estudio inicial del sitio para determinar las normas que se deben cumplir.

7.7. Consideraciones locales de la comunidad:

La planta propuesta debe encajar con y ser aceptables a la comunidad local. El

examen completo se debe dar a la caja fuerte ubicación de la planta para que

no imponga un riesgo significativo adicional a la Comunidad.

Tierras (Consideraciones del sitio) suficiente terreno adecuado debe estar

disponible para la planta propuesta y la expansión futura. La tierra debe ser

plana ideal, con buen drenaje y tienen características de carga. Una evaluación

completa del sitio debe trabajarse para determinar la necesidad de sus otras

fundaciones.

7.8. Clima:

Condiciones climáticas adversas en el sitio aumentará los costos.

Anormalmente bajas temperaturas requerirá la prestación de aislamiento

adicional y la calefacción especial para equipos y tuberías. Lugares más fuertes

se necesitarán en lugares expuestos a altas cargas de viento o terremotos.

7.9. Consideraciones políticas y estratégicas:

Las subvenciones de capital, los gobiernos a menudo dan concesiones fiscales

y otros incentivos para nuevas inversiones directas a los lugares preferidos,

tales como áreas de alto desempleo. La disponibilidad de estas subvenciones

puede ser la consideración primordial en Selección del Sitio.

7.10. Planta Distribución:

La construcción económica y el funcionamiento eficiente de una unidad de

proceso dependerá de qué tan bien se presenta la planta y los equipos

incluidos en la hoja de flujo de proceso. Los principales factores quese

consideran son:

Consideraciones económicas: los costos de construcción y explotación.

Los requisitos del proceso.

La conveniencia de la operación.

Conveniencia de mantenimiento.

Seguridad.

La expansión futura.

La construcción modular.


75

7.11. Costos:

El costo de la construcción se puede minimizar mediante la adopción de un

diseño que da el menor plazo de la tubería de conexión entre los equipos, y por

la menos cantidad de trabajo de acero estructural. Sin embargo, esto no será

necesariamente la mejor disposición para el funcionamiento y mantenimiento.

7.12. Los requisitos de proceso:

Un ejemplo de la necesidad de tener en cuenta el proceso de consideración es

la necesidad de elevar la base de las columnas para proporcionar la altura de

aspiración positiva neta necesaria para una bomba o el cabezal de operación

para un calderín de termosifón.

7.13. Operaciones:

El equipo que tiene que tener una atención frecuente debe estar ubicado cerca

de la sala de control. Las válvulas, los puntos de muestreo y los instrumentos

deben estar situados en posiciones y alturas convenientes. Deben proporcionar

suficiente espacio de trabajo y espacio para permitir un fácil acceso a los

equipos.

7.14. Mantenimiento:

Los intercambiadores de calor deben estar situados de manera que los haces

de tubos pueden ser fácilmente retiradas para limpieza y reemplazo del tubo.

Los buques que requieren reemplazo frecuente del catalizador o embalaje

deberán estar situados en el lado de los edificios. Equipo que requiere

desmontaje para el mantenimiento, tales como compresores y bombas

grandes, deben ser lugares bajo la cubierta.

7.15. Seguridad:

Altos muros pueden ser necesarios para aislar equipos potencialmente

peligrosos, y limitar los efectos de una explosión. Por lo menos dos rutas de

escape para los operadores deben proporcionar a cada nivel en los edificios de

proceso.

7.16. Expansión de la planta:

El equipo debe estar ubicado de manera que pueda ser convenientemente

atado con cualquier expansión futura del proceso. Se debe dejar el espacio de

tubería en callejones para las necesidades futuras y tuberías de servicios sobre

dimensionadas para permitir futuros requerimientos.

7.17. Construcción modular:


76

En los últimos años ha habido un movimiento para ensamblar secciones de la

planta en el sitio del fabricante de la planta. Estos módulos incluyen el equipo,

acero estructural, tuberías e instrumentación. Los módulos son transportados

en el sitio de la planta, por carretera o por mar.

Las ventajas de la construcción modular son:

Control de calidad mejorada.

Reducción del costo de construcción

Menor necesidad de mano de obra calificada en el sitio.

Algunas de las desventajas son;

Los mayores costos de diseño y trabajo de acero más estructural.

Construcciones más brida y posibles problemas con el montaje en el sitio.

Las palabras clave de distribución de la planta:

1. Almacenamiento de materias primas

2. Almacenamiento de Productos

3. Sitio de Proceso

4. Laboratorios

5. Taller

6. Cantina de casa

7. Cuerpo de bomberos

8. Cuarto de Control central

9. Oficina de Seguridad

10. Edificio Administrativo

11. Sitio para el Proyecto de Expansión.

12. Planta de tratamiento de efluentes

13. Cuarto de maquinas

14. Almacenamiento de agua de emergencia

15. Utilidades de la planta

Un diseño detallado de la planta se extrae y se presentó con este informe de

tesis. Este diseño de la planta es un diseño de la planta de referencia. Puede

haber una gran cantidad de cambios en la distribución de la planta real.


77

Capítulo 8. ESTIMACIÓN DE COSTOS

El costo de capacidad de planta de acetaldehído 150 TPD en 1971 es de Rs.

7*108.

Índice de Costo de la planta de Ingeniería Química:

Índice de Costo en 1971=132

Índice de Costo en 2002 =402

Por lo tanto,

Costo actual de la planta

= (costo original) * (índice de costo actual) / (índice de costos pasado)

= (7 *108) * (402/132) =Rs.21.3182*108

i.e., costo de capital fijo (FCI) =Rs. 21.3182*108

Estimación de Costo de Capital de Inversión:

I. Costos directos: Materiales y mano de obra necesaria en la instalación

actual de completa (70 – 85 % de inversión en capital fijo)

a) Equipo + instalación + Instrumentación + tuberías + electricidad +

aislamiento + Pintura (50 – 60 % de la inversión en capital fijo)

1. Costo del equipo comprado (PEC): (15 – 40 % de la inversión en capital

fijo)

Considerado el costo del equipo comprado = 25 % de la inversión fija de

capital

i.e., PEC = 25 % de 21.3182*108

=0.25*21.3182*108

=Rs.5.32955*108

2. Instalación, incluyendo el aislamiento y la pintura: (25 – 55 % de costo

de equipo comprado).

Considerado el costo de instalación = 40 % del costo del equipo

comprado

=40% de 5.32955*108

=0.40*5.32955*108*108


78

=Rs.2.13182

3. Instrumentación y controles instalados: (6 – 30 % de Costo de equipo

comprado).

Considerado el costo de instalación = 15 % del costo del equipo

comprado

=15% de 1.3325*108

=0.15*5.32955*108

=Rs.0.7994325*108

4. Tubería instalada: (10-80% de costo del equipo comprado)

Considerado el costo de tubería =40% el costo del equipo comprado

=40% de 5,32955*108*0,40

=5.32955*108

=Rs.2.13182*108

5. Eléctrico, instalado: (10 a 40% del costo de equipo comprado)

Considerado costo eléctrico = 25 % del costo del equipo comprado

=25% de 5.32955*108

=0.25*5.32955*108

=Rs.1.3323875*108

Por lo tanto el costo total de (1+2+3+4+5) = 11.7250075*108Rs --- (54.99% del

FCI).

b) Los edificios, de proceso y auxiliares: (10 – 70 % del costo del equipo

comprado)

Considerado la posibilidad de edificios, proceso y auxiliares costo = 40 %

del PEC

=40% de 5.32955*108

=0.40*5.32955*108

=Rs.21.3182*108

c) Las instalaciones de servicio y la mejora de jardines: (40 – 100 % del costo

del equipo comprado)


79

Considerado el costo de las instalaciones de servicios y la mejora = 62%

del PEC

=62% de 5.32955*108

=0.62*5.32955*108

=Rs.3.304321*108

d) terreno: (1 -2% de la inversión de capital fijo 4 – 8 % del costo del equipo

comprado)

Considerado el costo de la tierra = 5 % del PEC

=5% de 5.32955*108

=0.05*5.32955*108

=Rs.0.2664775*108

Por lo tanto, Costos directos = Rs.17.4276285*108 ----- (81.75% del FCI)

II. Costos indirectos: gastos que no están directamente involucrados con el

material y mano de obra de instalación real de la instalación completa (15–

30% de la inversión en capital fijo)

A. Ingeniería y Supervisión: (5-30% de los costos directos)

Considerado el costo de la ingeniería y supervisión = 15% de los costos

directos

i.e., el costo de la ingeniería y supervisión = 15% de 17,4276285*108

=0.15*17.4276285*108

=Rs.2.61414*108

B. Gastos de construcción y los honorarios del contratista: (6 – 30 % de

los costos directos)

Considerado el costo de la construcción y el pago del contratista = 10%

de los costos directos

i.e., los gastos de construcción ylos honorarios delcontratista=14% de

17,4276285*108

= 0.14*17.4276285*108

= Rs. 2.43986799*108


80

C. Contingencia: (5-15% de la inversión en capitalfijo)

Considerado el costo de contingencia=10% de la inversión fija de capital

i.e., el costo de Contingencia=10% de17,4276285*108

=0,10*108*17,4276285

=Rs.1.74276*108

Por lo tanto, los costos indirectos =Rs.6.796768*108--- (29.88% del FCI)

III. Inversión FijaCapital:

Inversión en capital fijo = costes directos +Costes indirectos

=(17.4276285*108)+(6,796768*108)

i.e., la inversión de capital fijo=Rs.24.2243965*108

IV. Capital detrabajo:(10-20% de la inversión en capitalfijo)

Considere elcapital circulante=15% de la inversión fijade capital

i.e., el capital de trabajo=15% de 21.3182*108

=0.15*21.3182*108

=Rs.3.19773*108

V. Inversión de capital total(TCI):

La inversión total de capital = inversión en capital fijo + Capital de

trabajo

=(24.2243965 * 108) + (3,19773*108)

i.e., la inversión de capital total = Rs. 27.42212*108

Estimación delcostetotaldel producto:

I. Costos Manufactura = costo directo de producción + gastos fijos +

gastos generales Planta.

A. Gastos fijos:(10 a 20% del costo total del producto)


81

i. Depreciación:(depende del período de vida, valor residual y el

método de cálculo aun 10% del FCI para la maquinaria y equipo,

y 2-3% para el valor de construcción de edificios)

Considerado la posibilidad de amortización=10% del FCI para la

maquinaria y equipo, y el 3% para el valor de construcción de edificios)

i.e., Depreciación= (0.10*21.3182*108)+(0,03*21.3182*108)

=Rs.2.771366*108

ii. Impuestos locales:(1 - 4% de la inversión de capital fijo)

Considerado los impuestos locales = 4% de la inversión de capital fijo

i.e., Local Impuestos = 0.04 * 21.3182 * 108

= Rs. 0.852728*108

iii. Seguros: (0,4-1% de la inversión de capital fijo)

Considerado el seguro =0,6% de la inversión de capital fijo

i.e., seguro = 0,006*21.3182*108

= Rs.0.1279092*108

iv. Alquiler: (8-12% de la inversión de capital fijo)

Considerado la posibilidad de alquilar = 10% de la inversión en capital

fijo

= 10% de 21,3182 *108

= 0,10*108*21,3182

Alquiler=Rs.2.13182*108

Por lo tanto, Cargos Fijos = Rs. 5.8838232 *108

B. Costo directo de producción:

Ahora tenemos cargos fijos = 10-20% de los gastos totales de productos

Tenga en cuenta los cargos fijos = 15% del costo total del producto


82

El costo total del producto = costos fijos/15%

El costo total del producto = 5.8838232*108/15%

El costo total del producto = 5.8838232*108/0.15

Costo del producto total (TPC) = Rs.39.225488*108

i. Materias Primas: (10-50% del costo total del producto)

Considerado el costo de las materias primas = 30% del costo total del

producto

Costo de la materia prima = 30% de 39.225488 *108

= 0.30 * 39,225488 * 108

Costo Materia prima = Rs.11.767646*108

ii. Trabajo Operativo (OL): (10-20% del costo total del producto)

Considerado el costo de mano de obra de operación = 15% del costo

total del producto

Costo laboral de funcionamiento = 15% de 39.225488*108 =

0.12 * 39,225488*108

Costos laborales funcionamiento = Rs.5.883823*108

iii. Trabajo de Supervisión y de Oficina Directa (DS & CL): (10 a

25% de OC)

Considerado el costo de mano de de supervisión y de oficina=12% de

OL

Directa de los costos laborales de supervisión y de oficina = 12%

de 5,883823*108 = 0.12*5,883823*108

Costo laboral directo supervisión y de oficina = Rs. 0.70606*108

iv. Servicios:(10-20% del coste total del producto)

Considerado el costo de Utilidades = 15% del costo total del producto

Costo Utilidades = 15% de 39.225488 * 108

= 0.12 * 39,225488 * 108

Costo Utilidades = Rs. 5.883823 * 108

v. Mantenimiento y reparaciones (M& R): (2-10% de la inversión de

capital fijo)

Considerado el costo de mantenimiento y reparación = 5% de la

inversión de capital fijo

i.e, de mantenimiento y costos de reparación = 0.05 * 21.3182 * 108

= Rs.1.0659*108


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vi. Materiales de trabajo:(10 a 20% de M&R 0,5-1% de FCI)

Considerado el costo de los suministros de funcionamiento = 15% de

M&R

Costo Suministros de operación = 15% de

1.06591*108=0.15*1.06591*108

Suministros costo funcionamiento = Rs.0.1598865*108

vii. Gastos de laboratorio: (10-20% de OC)

Tenga en cuenta los cargos de laboratorio = 15% de OL

Gastos de laboratorio = 15% de 108 = 5,883823 *0.15*5.883823*108

Gastos de laboratorio = Rs.0.023982975*108

viii. Patentes y Regalías: (2-6% del costo total del producto)

Considere el costo de patentes y derechos de autor = 5% del costo total

del producto

Patentes y Regalías=5% de39.225488*108=0.05*39,225488*108

Costo Patentes y Regalías = Rs.1.9612744*108

Por lo tanto, El costo de Producción Directo =Rs.35.10815288*108

C. Costosindirectosde plantas

(50 a 70% de mano de obra de operación, supervisión y mantenimiento

5-15% del costo total del producto), incluye las siguientes:

mantenimiento general de la planta y los gastos de nómina, gastos

generales, las instalaciones de embalaje, servicios médicos, seguridad y

protección, restaurantes, recreación, salvamento, laboratorios y

almacenamiento.

Considere el costo de gastos generales de plantas = 60% de OL, DS

yCL, yM&R

Gastos generales Planta = 60% de ((5,883823*108) + (0,70606*108) +

(1,60591*108))

Gastos generales Planta = 0.60 * ((5,883823*108) + (0,70606*108) +

(1,60591*108))


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Gastos generales Planta = Rs.7.655793*108

Por lo tanto, Costos Fabricación = costo directo de producción + gastos

fijos + costos generales de plantas.

Fabricación costo = 35.10815288 * 108+ (5,8838232*108) +

7.655793*108

Fabricación costo = Rs. 48.647769*108

II. Gastos generales = gastos administrativos + costos de distribución y

ventas + gastos de investigación y desarrollo.

A. Costos administrativos: (40 - 60% mano de obra de operación)

Considerado los costos administrativos = 50% mano de obra de operación

Costos administrativos = 0.5 * 5.883823*108

Costos administrativos = Rs. 2.9419115*108

B. Costo de distribución y ventas: (2 - 20% costo total del producto);

Incluido costos de oficinas, vendedores, envíos y publicidad.

Considerado los costos de Distribución y ventas = 10% del costo total del

producto

Costos de Distribución y ventas = 10% de 39.225488*108

Costos de Distribución y ventas = 0.1*39.225488*108

Costos de Distribución y ventas = Rs. 3.9225488*108

C. Gastos deinvestigación y desarrollo:(alrededor del 3% del costo total del

producto)

Considerado los gastos de investigación y desarrollo = 3% del costo total

del producto

Los gastos de investigación y desarrollo =3 % de 39.225488*108

Gastos investigación y desarrollo = 0.03 *39,225488 * 108

Costos de investigación y desarrollo = Rs.1.17676*108

Por lo tanto, los Gastos Generales = Rs.8.04122703*108


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III. Costo de produccióntotal = costo de fabricación+Gastos Generales

= (48.647769 * 108) + (8,04122703 * 108)

Costo total de producción = Rs. 56.6889893 * 108

IV. Ganancias / Ingresos Brutos:

Venta al por mayor precio de venta del acetaldehído por kg=£

2.0

Vamos a £ 1 =Rs.70.00

Precio de acetaldehído por kg=2,0*70=Rs * 140

Ingreso total=Precio de venta*Cantidad de producto fabricado

=140*(150*103/día)*(330días/año)

Ingreso Tota l= Rs. 69.3 * 108

Ingreso bruto = ingreso total -costo total de producción

=(69,3 * 108) - (108 * 56.6889893)

Ingreso bruto = Rs. 12.6110107*108

Afectado por la tasa de impuestos del 45% (frecuentes)

Impuestos = 45% del ingreso bruto

= 45% de 12,6110107 = 0,45*108* 108*12,6110107

Impuestos = Rs.5.674954815*108

Beneficio neto =ingreso total -Impuestos= ingreso bruto * (1 -

Tasa de impuesto)

Beneficio neto=12.6110107*108*(1-0,4) = Rs.6.9360558*108

Tasa de rendimiento:

Tasa de rendimiento = Beneficio neto *100/Total Inversiones de Capital

Tasa de rendimiento = 6.9360558*108/(27.42212*108)

Tasa de rendimiento = 0.2529 = 25.29%

159054191 Diseno de Una Planta de Produccion de Acetaldehido

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