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Dep. Ingeniería de la Construcción y Proyectos de Ingeniería

Escuela Técnica Superior de Ingeniería

Universidad de Sevilla

Autor: José Antonio Romero Navarro

Tutor: Aurelio Azaña García

Ingeniería básica de una planta de fabricación de

Solución Nitrogenada N-20 de 50.000 tm/año de

capacidad

Trabajo Fin de Grado

Grado en Ingeniería Química

Sevilla, 2017

Trabajo Fin de Grado

Grado en Ingeniería Química

Ingeniería básica de una planta de fabricación de

Solución Nitrogenada N-20 de 50.000 tm/año de

capacidad

Autor:

José Antonio Romero Navarro

Tutor:

Aurelio Azaña García

Profesor Asociado

Dep. Ingeniería de la Construcción y Proyectos de Ingeniería

Escuela Técnica Superior de Ingeniería

Universidad de Sevilla

Sevilla, 2017

Índice

-I-

Índice

1. MEMORIA DESCRIPTIVA

1. Definición y alcance del proyecto……………………...…………………………….…Pág. 1

2. Introducción……………………………………………………………………………Pág. 1

3. Descripción del proceso…………………………………....………...…………………Pág. 2

3.1. Diagrama de bloques

3.2. Diagrama de flujo

3.3. Balances de materia y energía

3.3.1. Balances de materia y energía en el reactor

3.3.2. Balances de materia y energía en la torre de refrigeración

4. Instrumentación y control del proceso………………………………………...………Pág. 10

4.1. Control de las operaciones

4.1.1. Almacenamiento de agua de proceso

4.1.2. Carga del reactor

4.1.3. Paquete de bombas

4.1.4. Descarga del reactor

4.1.5. Serpentín de refrigeración

4.1.6. Torre de refrigeración

4.1.7. Almacenamiento de Solución N-20

4.2. Diagrama de tuberías e instrumentos (P&ID)

5. Almacenamiento de productos químicos…………………………………...…………Pág. 14

5.1. Almacenamiento del nitrato amónico

5.2. Almacenamiento de la Solución N-20

6. Cálculo de depósitos atmosféricos………………….…………………………………Pág. 17

6.1. Capacidad y dimensiones

6.2. Material de las placas

6.3. Espesor de las placas

6.4. Espesor de la placa base

6.5. Cubierta

7. Elementos internos del reactor…………………...……………………………………Pág. 19

7.1. Agitador

7.2. Serpentín

8. Selección del tipo de decantador y sus accesorios………………….…………………Pág. 20

8.1. Decantador

8.2. Dispositivos

9. Cálculo de líneas……………………………………………...………………………Pág. 23

9.1. Criterios de dimensionamiento

9.2. Cálculo de pérdidas de carga

10. Cálculo hidráulico de bombas……………………...…………………………………Pág. 27

11. Selección de válvulas de control………………………………………………………Pág. 29

11.1. Características de caudal de las válvulas de control. Selección.

11.1.1. Característica inherente

11.1.2. Característica instalada

11.2. Cálculo de Kv

Índice

-II-

2. MEMORIA DE CÁLCULO

1. Balances de materia y energía…………………………………………...……………Pág. 32

1.1. Balance de materia y energía en el reactor……………………………………Pág. 32

1.1.1. Balance de materia

1.1.2. Balance de energía

1.2. Balance de materia y energía en la torre de refrigeración………………..……Pág. 44



1.3. Balance de materia global……………………………………….……………Pág. 54

2. Cálculo de depósitos atmosféricos…………………………………….………………Pág. 55

2.1. Depósitos de agua………………………………………….…………………Pág. 55

2.1.1. Capacidad y dimensiones

2.1.2. Material de las placas

2.1.3. Espesor de las placas

2.1.4. Espesor de la placa base

2.1.5. Cubierta

2.2. Depósitos de Solución N-20……………………………..……………………Pág. 57





2.2.5. Cubierta

3. Diseño del almacén…………………………………………………………...………Pág. 59

4. Diseño de los tornillos sinfín……………………………………….…………………Pág. 62

5. Diseño del decantador……………………………………………………...…………Pág. 66

5.1. Decantador

5.2. Dispositivos

6. Cálculo de líneas……………………………………………………………...………Pág. 69

7. Cálculo hidráulico de bombas……………………………………...…………………Pág. 71

7.1. Cálculo de BB-1 y BB-2






8. Cálculo de válvulas de control…………………………………………...……………Pág. 87

8.1. Cálculo de VV-1, VV-2 y VV-3

8.2. Cálculo de VV-4 y VV-5



8.5. Cálculo de VV-12



9. Dimensiones de los cubetos………………………………………………………….Pág. 93

Índice

-III-

3. HOJAS DE ESPECIFICACIONES DE EQUIPOS………………………………Pág. 94

4. ESPECIFICACIONES PARA TUBERÍAS. LISTA DE LÍNEAS………....…Pág. 116

5. MEDICIONES Y PRESUPUESTO……………………………………..…………Pág. 119

5.1. Apartado 1: Líneas.

5.2. Apartado 2: Equipos.

5.3. Apartado 3: Instrumentación y control.

5.4. Apartado 4: Obra civil.

5.5. Presupuesto total.

6. PLANOS…………………………………………………………………..……………Pág. 131

6.1. Diagrama de tuberías e instrumentos

6.2. Planos de implantación preliminar

Memoria Descriptiva Definición, alcance e introducción

- 1 -

MEMORIA DESCRIPTIVA

1. Definición y alcance del proyecto

El alcance de este proyecto es el planteamiento de la ingeniería básica de una planta de fertilizantes líquidos,

en concreto, para la producción de la denominada “Solución N-20”, una solución amoniacal de un 20% en

peso de nitrógeno, que será fabricada a partir de nitrato amónico y agua.

La capacidad que tratará esta planta será de unas 50000 toneladas/año y se ubicará en una parcela localizada en

Alcalá de Guadaira (Sevilla).

Se realizarán todos los cálculos necesarios para el diseño de todos los equipos intervinientes en el proceso, así

como una implantación preliminar que permitirá ver cómo se distribuirán los distintos elementos a lo largo y

ancho de la parcela seleccionada.

2. Introducción

El producto de dicha planta está compuesto de un, aproximadamente, 60% de nitrato amónico y de un 40% de

agua.

Este primer componente es muy adecuado para la fertilización de los suelos puesto que el nitrógeno aportado

por el anión nitrato es absorbido directamente por las plantas, mientras que el catión amonio es oxidado por

bacterias del suelo hacia nitrito o nitrato, fertilizando la tierra a más largo plazo. Además de esto, las

soluciones amoniacales tienen la ventaja de que poseen una notable solubilidad, producida por la combinación

del amoníaco con las sales de nitrógeno.

Por esta razón, la “Solución N-20” se utiliza fundamentalmente en fertirrigación, una técnica de fertilización

que permite la aplicación simultánea de agua y fertilizantes a través del sistema de riego. Esta técnica está

totalmente extendida en el caso del riego por goteo.

Su uso aporta grandes ventajas:

El agua y los nutrientes quedan perfectamente localizados en la zona de las raíces, facilitando su

absorción.

Posibilidad de automatizar el proceso.

Posibilidad de corregir rápidamente cualquier deficiencia nutritiva del cultivo, por lo que se consigue

aumentar el control sobre el mismo.

Se evitan errores manuales debidos a inexactitudes en la dosis de fertilizante requerida para cada

cultivo, desfases horarios, etc.

Gran ahorro de fertilizantes, debido a su aplicación localizada, evitándose así en gran medida pérdidas

por lavado o lixiviación.

Se reduce notablemente el impacto medioambiental que supone el uso de fertilizantes en los terrenos

de cultivo, puesto que se usan menos cantidades de estas sales.

Los principales inconvenientes de este método de fertilización son: la posibilidad de que se produzcan

obturaciones de los emisores de riego debidas a precipitaciones de las sales, y el riesgo de que aumente la

salinización del suelo.

Memoria Descriptiva Descripción del proceso

- 2 -

3. Descripción del proceso

3.1. Diagrama de bloques

La producción de la Solución N-20 precisa de una única operación básica que requiere otra auxiliar y

que se pueden ver representadas en el siguiente diagrama de bloques:

Figura 1. Diagrama de bloques.

En primer lugar, se procede al almacenamiento de las materias primas de la mezcla, ambas a

temperatura ambiente: una nave de almacenamiento para el NH4NO3, que se encuentra en estado

sólido; y varios depósitos para el agua de proceso.

La operación principal se lleva a cabo en sendos reactores donde se produce una reacción exotérmica

con agitación, que requiere de refrigeración mediante agua fría proveniente de una torre de

refrigeración, lo que constituye la ya nombrada operación auxiliar. Este calor sobrante se elimina

mediante un serpentín, equipado en cada reactor, por el que circula dicho fluido.

La torre está provista también de un sistema de depuración de aguas compuesto por: un decantador,

para la separación del agua de los sólidos disueltos, que formarán fangos en el fondo; y una

centrifugadora, que se encarga de la deshidratación de dichos fangos.

Por último, el producto resultante se almacena en diversos tanques para su posterior venta y

transporte.


- 3 -

3.2. Diagrama de flujo

En el área de proceso de la planta se pueden diferenciar 4 zonas distintas:

Una zona de almacenamiento de materias primas.

Figura 2. Almacenamiento materias primas.


- 4 -

Una zona de reacción y agitación, considerada el “corazón” de la planta.

Figura 3. Reacción y agitación.

La zona de refrigeración, compuesta por la torre de refrigeración y el sistema de depuración

de aguas y fangos.

Figura 4. Refrigeración.


- 5 -

Una zona de almacenamiento de producto.

Figura 5. Almacenamiento de producto.

En el siguiente diagrama de flujo se pueden ver todos estos equipos con sus correspondientes

conexiones y corrientes, así como los distintos elementos auxiliares necesarios:


- 6 -

Figura 6. Diagrama de flujo.


- 7 -

Código Equipo

DP-1, DP-2, DP-3 Tanques de almacenamiento de agua de

proceso

DP-4, DP-5, DP-6 Tanques de almacenamiento de Solución

N-20

TO-1, TO-2 Tornillos sinfín

RE-1, RE-2 Reactores provistos de pala mezcladora y

serpentín

TR-1 Torre de refrigeración

DC-1 Decantador de fangos

CT-1 Centrifugadora de fangos

BB-1, BB-2 Bombas centrífugas zona de

almacenamiento de agua

BB-3, BB-4, BB-5, BB-6, BB-7, BB-8 Bombas centrífugas zona de refrigeración

BB-9, BB-10, BB-11, BB-12 Bombas centrífugas zona de

almacenamiento de Solución N-20

Tabla 1. Equipos que constituyen el proceso.


- 8 -

3.3. Balances de materia y energía

3.3.1. Balances de materia y energía en el reactor

En este equipo tiene lugar la principal operación de la planta, por eso se considera el “corazón” de

la misma. En él se lleva a cabo la disolución del nitrato amónico en el agua, dando lugar a la

solución producto.

Debido a la alta capacidad de la misma serán necesarios dos reactores “batch” de

aproximadamente 6 m3 cada uno, entre los que se dividirá la carga diaria a producir.

El nitrato amónico transportado desde el almacén se alimentará a los reactores mediante sendos

tornillos sinfín equipados con una tolva en su extremo inferior para facilitar la carga de los

mismos, mientras que el agua será bombeada desde los tanques de almacenamiento. Ambos

reactores disponen de una célula de pesaje que controlará durante la etapa de carga que las

proporciones de la mezcla se cumplen.

Finalizado este proceso, los reactores se cierran herméticamente y, con la ayuda de un agitador,

comienza la mezcla y reacción de estas sustancias.

La reacción que se produce entre ambos componentes es altamente exotérmica y, por tanto,

desprende una gran cantidad de calor. La energía de reacción del nitrato amónico con el agua es

de -6,47 kcal/mol de NH4NO3 disuelto (T=18 ºC).

Para la eliminación de este calor, se ha optado por un serpentín por el que circulará agua

proveniente de la torre de refrigeración.

Se trabajará a presión atmosférica y a una temperatura de operación, Top= 50 ºC, que se

mantendrá constante gracias al calor absorbido por el agua de refrigeración, que se verá sometida

a un salto de temperatura de 20 ºC.

3.3.2. Balances de materia y energía en la torre de refrigeración

La torre de refrigeración es la encargada de evacuar el calor desprendido en los reactores “batch”

que ha sido absorbido por el agua de refrigeración, es decir, es la que se ocupa de enfriar este

agua. Este enfriamiento se consigue haciendo pasar una corriente de aire en contracorriente que

absorberá el calor sobrante proveniente del agua. Ésta se enfría, por tanto, como consecuencia de

dos mecanismos:

- El calor latente de vaporización, que aporta el agua, debido a la evaporación de una pequeña

parte de la misma.

- El calor sensible que se transfiere desde el agua hasta el aire, debido a la diferencia de

temperatura entre ambos.

Se ha elegido una torre de tiro inducido, es decir, con el ventilador situado en la parte superior de

la misma. Con respecto a la elección de tiro forzado, el tiro inducido presenta la ventaja de que se

consigue una mejor distribución de aire a lo largo del relleno de la torre, pero tiene el

inconveniente de que se produce en el ventilador una erosión y corrosión debida a la elevada

humedad con la que sale el aire de la torre. Por ello, se colocará un separador de gotas en el

extremo superior de la misma, para minimizar el contenido de agua que pueda arrastrar el aire,

evitando así que llegue al ventilador.


- 9 -

Hay que calcular, por tanto, el caudal de aire, en condiciones ambiente, que va a impulsar el

ventilador y que es necesario para satisfacer este objetivo.

Para establecer las condiciones ambientales del aire, se ha tomado una media de la temperatura y

humedad relativa durante todo el año 2015 en la provincia de Sevilla según datos meteorológicos

de la agencia estatal de meteorología, AEMET. Según estos datos se tiene que:

Condiciones entrada aire:

Tª seca= 20 ºC

Humedad relativa= 50%

Tª húmeda= 13,75 ºC

Condiciones de entrada y salida del agua:

Tª entrada= 40 ºC

Tª salida= 20ºC

Rango de enfriamiento= 20 ºC. Es la diferencia entre la temperatura de entrada y salida del agua.

Rango de aproximación= 6,25 ºC. Es la diferencia entre la temperatura del agua a la salida y la

temperatura húmeda del aire. Este intervalo representa el límite termodinámico de enfriamiento al

que puede llegar el agua, por lo que es conveniente que ambas temperaturas no estén demasiado

próximas.

Por último, hay que tener en cuenta las pérdidas de agua que se producen en este proceso de

refrigeración y que son las siguientes:

Pérdidas por evaporación

Pérdidas por arrastres

Pérdidas de agua a evacuar con purga. El agua proveniente de la purga será tratada

posteriormente en un decantador para separarla de los fangos, y vertida, finalmente, a

saneamiento. Los fangos se deshidratarán en una centrifugadora y se llevarán al vertedero.

Estas pérdidas serán repuestas con agua de proceso.

Memoria Descriptiva Instrumentación y control del proceso

- 10 -

4. Instrumentación y control del proceso

4.1. Control de las operaciones

Cualquier planta industrial precisa de un control más o menos estricto de todas las operaciones de las

que se compone el proceso para garantizar que éste se ejecuta con seguridad y que el producto cumple

las especificaciones previstas.

En este caso, se trabaja de forma discontinua, es decir, el producto se fabrica mediante un determinado

número de cargas diarias en el reactor que se someten a reacción y posteriormente se descargan,

repitiéndose este proceso de forma cíclica. Es necesario, por tanto, un control de estas operaciones que

se realizarán cíclicamente.

Todos los lazos de control disponen de un indicador en el que se muestra el valor del parámetro que se

regula en cada caso.

4.1.1. Almacenamiento de agua de proceso

El agua de proceso se almacenará en 3 depósitos de 115 m3 cada uno. Éstos serán alimentados por

la línea de servicio de agua de la planta, por lo que cada uno de ellos precisará de un lazo de

control que controle esta operación:

Cuando alguno de los sensores de nivel detecta en algún depósito una bajada del mismo,

transmite una señal a las válvulas VV-1, VV-2 o VV-3, dependiendo del tanque en el que sea

necesario, para que éstas se abran y permitan el paso del agua hasta que el sensor de nivel se

active de nuevo, haciendo que se vuelva a cerrar la válvula.

4.1.2. Carga del reactor

Puesto que es necesario medir cuidadosamente las proporciones de materias primas que requiere

el producto, cada reactor está provisto de una célula de pesaje que se encarga de que se cumpla el

porcentaje en peso de cada reactivo.

Al comienzo de cada lote, los reactores se encuentran abiertos para permitir que la carga de nitrato

amónico transportada a través de los tornillos sinfín, caiga en su interior. Éstos, disponen de un

lazo de control que actúa sobre la velocidad del motor de los mismos, de manera que cuando el

sensor de la célula de pesaje detecta que se ha alcanzado la cantidad necesaria de este reactivo,

manda una señal al controlador WC para que el controlador SC pare el motor del tornillo.

A continuación, se cierran herméticamente los reactores para comenzar a cargarlos de agua: las

válvulas VV-4 y VV-5 se abren y la bomba BB-1 se pone en marcha. El control de esta operación

es similar al lazo anterior, con la diferencia de que una vez que se alcanza el peso de agua

necesario, el controlador WC, de cada reactor, actúa sobre otro FC que manda una señal a las

válvulas VV-4 y VV-5, respectivamente, para que se cierren.

El proceso completo de carga del reactor debe realizarse en un tiempo prefijado de 10 minutos,

por lo que el caudal de carga de ambos reactivos se calculará en base a esta restricción.


- 11 -

Una vez finalizada la carga del lote, se pone en marcha el agitador y la reacción comienza a

producirse hasta que se cumpla el tiempo estimado para ello: 40 min. Al mismo tiempo, se activa

la bomba BB-5 para que el agua comience a circular por el serpentín de refrigeración.

4.1.3. Paquete de bombas

A lo largo del proceso se encuentran 6 paquetes de bombas compuestos por dos ramas idénticas

en paralelo, dispuestas así por si alguna de ellas se avería, poder trabajar con la otra; y constituidas

por: una válvula en la zona de la succión, la bomba, una válvula antirretorno y una válvula en la

zona de la descarga. Todos estos paquetes serán controlados mediante los mismos lazos de

control.

Poniendo como ejemplo el paquete que se encarga de bombear el agua de alimentación a los

reactores, cuando las válvulas VV-4 y VV-5 se cierran, el caudal que circula por la tubería es

nulo, esto es detectado por el controlador de caudal FC que manda una señal al controlador de

velocidad del motor de la bomba SC que la para.

4.1.4. Descarga del reactor

Tras finalizar el tiempo de reacción, se activa la bomba BB-9 que se encarga de bombear el

fertilizante a los tanques de almacenamiento. El proceso de descarga continúa hasta que el

producto alcanza la altura del sensor de nivel bajo de cada reactor, que manda una señal al

controlador LC para que se cierren las válvulas VV-8 y VV-9, respectivamente.

Una vez cerradas las válvulas de descarga, se abren las válvulas VV-6 y VV-7 situadas en el

fondo de ambos reactores para transportar los sólidos no disueltos en la reacción a unos

contenedores que, posteriormente, serán llevados al vertedero.

Este proceso de descarga se llevará a cabo en otros 10 minutos; completándose así un ciclo en

ambos reactores, y quedando todo listo para volver a cargarlos con el siguiente lote.

4.1.5. Serpentín de refrigeración

El caudal de agua de refrigeración que circula por los serpentines estará controlado por sendos

lazos de control de temperatura.

La temperatura de operación establecida es de 50 ºC, de forma que si ésta aumenta o disminuye,

el sensor de temperatura del reactor mandará una señal al controlador TC para que éste abra o

cierre respectivamente la válvula VV-10 (o VV-11), regulando así el caudal de agua refrigerante.

4.1.6. Torre de refrigeración

Para el control de la torre de refrigeración y la posterior zona de depuración, se usan dos lazos de

control de nivel.

El primero de ellos se sitúa en la piscina de la torre de refrigeración, para evitar la posible

inundación del relleno si sobrepasamos dicho nivel. La válvula VV-12, que alimenta de agua


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proveniente de los depósitos de almacenamiento a la torre, se cerrará cuando el sensor detecte una

subida de nivel.

El segundo, se encuentra situado en el decantador de fangos, y su función es que el agua no

rebase el límite de la pared del mismo, de forma que el controlador de nivel LC hará que la

válvula VV-13 se cierre cuando el nivel de agua sea demasiado alto.

4.1.7. Almacenamiento de Solución N-20

El control del almacenamiento de la “Solución N-20” se realiza de forma similar al del agua de

alimentación. El producto se almacena en 3 tanques de 204 m3, en los que se implanta un lazo de

control de nivel para evitar sobrepresiones en los mismos.

La bomba BB-9 se pone en marcha para llevar a cabo la descarga de los reactores y se abre la

válvula VV-14, VV-15 o VV-16 para comenzar el llenado del depósito. Una vez que se alcanza el

nivel límite, el sensor hace que el controlador cierre la válvula, desviando así el producto hacia el

siguiente depósito.

4.2. Diagrama de tuberías e instrumentos (P&ID)


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Figura 7. Diagrama de tuberías e instrumentos (P&ID).

Memoria Descriptiva Almacenamiento de productos químicos

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5. Almacenamiento de productos químicos

Se verán, en este apartado, los reglamentos a los que están sujetos los productos químicos que

intervienen en el proceso de fabricación del fertilizante, para conseguir un almacenamiento seguro de

los mismos.

5.1. Almacenamiento del nitrato amónico

El nitrato de amonio sólido puro (AN, Ammonium nitrate) es bastante estable a presión y temperatura

normal, y sólo supondrá un peligro en condiciones extremas, como por ejemplo en un incendio, en el

que se podrían producir explosiones si el compuesto está altamente confinado.

Condiciones generales a evitar: - Altas temperaturas

- Confinamiento

Materiales que deben evitarse: - Metales finamente divididos, Zinc, Cobre y sus aleaciones:

producen una violenta reacción.

- Ácidos y bases fuertes: reaccionan con el NH4NO3 produciendo

gas amoníaco.

- Materiales combustibles y urea: puede formar mezclas

explosivas.

Según las pautas que marca la norma EPA 550-F-15-001: “Chemical Advisory: Safe Storage,

Handling, and Management of Solid Ammonium Nitrate Prills”, se seguirán las siguientes

instrucciones para un correcto almacenamiento:

- Condiciones de almacenamiento o de proceso a evitar

Evitar su almacenamiento cerca de fuentes de calor como tuberías de vapor, radiadores,

conductos calientes, bombillas, etc.

Evitar su exposición a fuertes ondas de choque provenientes de explosiones, así como, no

usar explosivos para desintegrar los depósitos de AN apelmazados.

Evitar su exposición a los materiales anteriormente nombrados.

Si los materiales utilizados para construir las zonas y/o recipientes de almacenamiento son:

- Metales: recubrirlos para evitar corrosión.

- Madera: tratarla para evitar impregnación.

Preferible la construcción con hormigón o metal.

Puesto que, en este caso, el nitrato amónico se guardará a granel en un almacén, las condiciones que

debe cumplir dicho emplazamiento son:

Se almacenará a la sombra en terrenos debidamente preparados, libres de todo material

combustible en un radio de 30 metros.

Se almacenará, únicamente, en edificios de una planta y sin sótanos, a menos que éste esté

abierto por un lado. Su construcción se realizará con materiales no combustibles y el suelo se

protegerá de la impregnación.

Se usarán paredes resistentes al fuego.


- 15 -

Se utilizarán suelos sin drenajes, túneles, pozos o bolsas en los que un líquido o sólido

fundido puedan quedar confinados en caso de incendio.

El edificio se mantendrá seco y libre de filtraciones de agua a través de sus paredes, así como,

con una buena ventilación.

Para conocer las distancias de seguridad y dimensiones de las pilas de material a establecer en el

almacén, se consultará la Instrucción técnica complementaria MIE APQ-8 "Almacenamiento de

fertilizantes a base de nitrato amónico con alto contenido en nitrógeno", que pese a que el material

almacenado es nitrato amónico puro, se puede usar esta instrucción como referencia:

En caso de almacenamientos a granel, los montones deben separarse mediante muros o

paredes sólidas. Si esto no fuera posible, la distancia mínima entre los bordes de las bases de

los montones será de 5 metros.

La altura de las pilas del compuesto deben quedar, por lo menos, 1 metro por debajo de los

aleros, vigas, puntos de iluminación e instalaciones eléctricas.

Entre las pilas de compuesto deben quedar pasillos lo suficientemente anchos que faciliten el

acceso por 3 costados del almacén. La anchura mínima de estos pasillos será de 2,5 metros.

Por último, se señalan las distancias mínimas, medidas en línea recta, exigidas entre el

almacén y los diferentes lugares e instalaciones que se indican en el siguiente cuadro:

Figura 8. Distancias mínimas de seguridad.

Las distancias indicadas en el cuadro 1 se multiplicarán por el factor “f” que se indica en el

cuadro 2, según la capacidad del almacén.


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5.2. Almacenamiento de la Solución N-20

Pese a que hay disponible una Instrucción Técnica Complementaria anexa MI-AF1:

“Almacenamiento de fertilizantes a base de nitrato amónico con un contenido en nitrógeno igual o

inferior al 28 por ciento en masa”, no es válida para este caso, puesto que sólo contempla fertilizantes

sólidos. Por ello, y debido a que la Solución N-20 es corrosiva y tóxica, se usará la Instrucción

Técnica Complementaria MIE-APQ-6: “Almacenamiento de líquidos corrosivos en recipientes fijos”.

Según esta normativa, el almacenamiento de este producto en tanques atmosféricos exteriores, se

realizará siguiendo estas pautas:

1. Distancias entre instalaciones

La pared interior de los cubetos distará, como mínimo, 1,5 metros del vallado exterior de

la planta.

El resto de las instalaciones del almacenamiento distarán al menos 3 metros de dicho

vallado.

2. Distancias entre recipientes

La separación entre dos recipientes contiguos debe ser la suficiente para garantizar un

buen acceso a los mismos, con un mínimo de 1 metro.

3. Cubetos de retención

Los recipientes fijos para almacenamiento de producto deberán disponer de un cubeto de

retención, que podrá ser común a varios recipientes.

La distancia mínima horizontal entre la pared mojada del recipiente y el borde interior de

la coronación del cubeto, será igual o superior a 1 m.

El fondo del cubeto tendrá una pendiente mínima del 1 %, de forma que todo el producto

derramado escurra rápidamente hacia el punto de recogida y posterior tratamiento de

efluentes.

La capacidad útil del cubeto será, como mínimo, igual a la capacidad del tanque de

almacenamiento.

En los cubetos deberán existir como mínimo 2 accesos normales y de emergencia,

señalizados, de manera que no haya que recorrer una distancia superior a 25 metros hasta

alcanzar un acceso desde cualquier punto del interior del cubeto.

Como mínimo, la cuarta parte de la periferia del cubeto debe ser accesible por una vía de

anchura de 2,5 m y una altura libre de 4 m como mínimo para permitir el acceso de

vehículos de emergencia, y ha de permanecer libre de obstáculos en todo momento.

Las tuberías no deben atravesar más cubeto que el del recipiente o recipientes a los cuales

estén conectadas.

Los canales de evacuación tendrán una sección mínima de 400 cm2, con una pendiente,

también mínima, del 1 % hacia el punto de salida.

Memoria Descriptiva Cálculo de depósitos atmosféricos

- 17 -

6. Cálculo de depósitos atmosféricos

Se consideran depósitos atmosféricos aquellos que almacenan los compuestos a una presión igual o

mínimamente superior a la atmosférica. Estos depósitos pueden estar abiertos o cerrados. En este caso, se

optará por la segunda opción.

Los depósitos de forma cilíndrica son los que suelen ofrecer los costes más bajos, por lo que todos los

depósitos de la planta se diseñarán con esta geometría.

Para el diseño y dimensionamiento de los distintos depósitos de la planta se usarán las normas API-650,

desarrolladas por el Instituto Americano del Petróleo.

6.1. Capacidad y dimensiones

Se quiere almacenar agua para abastecer al proceso durante 3- 4 días, por lo que serán necesarios 3

depósitos de agua de unos 100 m3 cada uno.

De la misma manera, a los depósitos de Solución N-20 se les requiere una capacidad suficiente para

almacenar el volumen de producto generado en 4 días de producción; esto es, 3 depósitos de unos 200

m3 cada uno.

El volumen y dimensiones recomendadas de los tanques, vienen dadas por la norma API-650, y se

verán con detalle en la memoria de cálculo.

6.2. Material de las placas

El material elegido ha sido: acero inoxidable austenítico A240M, Tipo 304L.

Esta elección se debe a las buenas propiedades del material en cuanto a: excelente soldabilidad,

superior resistencia a la corrosión, funcionales en temperaturas extremas, no magnéticos, resistencia a

la oxidación y gran durabilidad, entre otras.

6.3. Espesor de las placas

Siguiendo las pautas de la norma API-650, se calculará con la siguiente fórmula:

𝑡 =4,9 ∗ 𝐷 ∗ (𝐻 − 0,3) ∗ 𝐺

𝑆𝑑 ∗ 𝐸+ 𝐶𝐴

Ecuación 1. Espesor de las placas.

Donde: ▪ t = Espesor de las placas, mm.

▪ D= Diámetro del depósito, m.

▪ H= Altura del depósito, m.

▪ G= Gravedad específica del fluido, ρsustancia/ρagua.

▪ E= Coeficiente que mide la eficacia de la unión.

▪ Sd= Tensión (presión) permisible de diseño, MPa.

▪ CA= Sobrespesor por corrosión, mm.

Memoria Descriptiva Cálculo de depósitos atmosféricos

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La norma impone unos límites superior e inferior a este espesor, ya que nunca puede ser inferior a 5

mm (sin tener en cuenta el sobrespesor por corrosión), ni superar los 13.

6.4. Espesor de la placa base

La única restricción a la que se ve sometida, es que su espesor nunca puede ser inferior a 6,35 mm.,

sin considerar el sobrespesor por corrosión.

6.5. Cubierta

De todas las alternativas posibles, se ha elegido la cubierta de Domo autosustentado, ya que

proporcionan protección al fluido almacenado frente a las influencias atmosféricas y ambientales, se

minimiza la emisión de vapores peligrosos y previenen la entrada de agua en el tanque. Son ligeros y

resistentes a la corrosión.

En la norma, se encuentran instrucciones para el diseño de este tipo de cubiertas, que deben cumplir

con las siguientes características:

Radio de la cubierta: {𝑅𝑎𝑑𝑖𝑜 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑜 = 0,8 ∗ 𝐷𝑅𝑎𝑑𝑖𝑜 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 = 1,2 ∗ 𝐷

𝑠𝑖𝑒𝑛𝑑𝑜 𝐷 = 𝐷𝑖á𝑚. 𝑑𝑒𝑙 𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜 (𝑚)

Espesor de la cubierta: {𝐸𝑠𝑝𝑒𝑠𝑜𝑟 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑜 =

𝑟𝑟

2,4+ 𝐶𝐴, 𝑛𝑢𝑛𝑐𝑎 𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟 𝑑𝑒 5 𝑚𝑚

𝐸𝑠𝑝𝑒𝑠𝑜𝑟 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 = 13 𝑚𝑚

siendo rr = Radio de la cubierta (m).

Memoria Descriptiva Elementos internos del reactor

- 19 -

7. Elementos internos del reactor

7.1. Agitador

El objetivo principal de este dispositivo será, a través de su movimiento, provocar la homogeneización

del fertilizante, y a su vez, favorecer los procesos de transferencia de masa y energía en el reactor.

En la industria existen, principalmente, tres grandes familias de agitadores:

Agitadores de hélice: Son de flujo axial y operan a velocidades elevadas. Los agitadores más

pequeños giran a 1150-1750 rpm, mientras que los grandes, lo hacen a 400-800 rpm. Se

emplean en líquidos poco viscosos. Son eficaces para tanques de gran tamaño.

Agitadores de paletas: Giran a velocidades bajas o moderadas, entre 150-800 rpm; y son

utilizados para líquidos muy viscosos.

Agitadores de turbina: Son molinillos de palas planas que giran a velocidades normalmente

elevadas y que pueden trabajar con líquidos con un amplio margen de viscosidades. Generan

un movimiento radial.

Que a su vez, según el tipo de flujo que generen, pueden ser:

Agitadores de flujo axial: Generan corrientes paralelas al eje del agitador. Sus aspas forman

un ángulo de menos de 90º con el plano de rotación.

Agitadores de flujo radial: Dan origen a corrientes en dirección radial o tangencial. Esta

última es indeseable, puesto que provoca la estratificación del fluido y perjudica el proceso de

mezclado. Tienen aspas paralelas al eje motriz.

Puesto que el reactor es de pequeñas dimensiones y el producto con el que se trabaja es bastante

viscoso, se optará por elegir un agitador de palas planas con las siguientes características:

{𝐷𝑎 = 0,5 𝑚

𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 = 750 𝑟𝑝𝑚

Ecuación 2. Diámetro y velocidad de giro del agitador.

7.2. Serpentín

Debido a la reacción altamente exotérmica que tiene lugar en ambos reactores, se precisa la

instalación de sendos serpentines de refrigeración que se encarguen de evacuar todo el calor generado

en el proceso de reacción.

Se instalarán dos serpentines dobles, uno en cada reactor, cuyas características de diseño se expondrán

en apartados posteriores.

El material que se usará será Acero inoxidable A-312-Grado 316L, puesto que va a estar en contacto

permanente con la Solución N-20, que es muy corrosiva.

Memoria Descriptiva Selección del decantador y accesorios

- 20 -

8. Selección del tipo de decantador y sus accesorios

En primer lugar, se seleccionará el tipo de decantador que se instalará en la planta, y posteriormente, los

distintos accesorios que formarán parte del mismo; para después, en el apartado 5 de la memoria de

cálculo, proceder directamente al diseño de este equipo y de todos sus dispositivos.

8.1. Decantador

Se verán los distintos tipos de decantadores existentes según distintos parámetros y se elegirá uno

al final del apartado. Estos tipos son:

Respecto al tipo de proceso:

a) Decantadores primarios. Tratan el agua residual bruta por simple proceso físico.

Separa los sólidos sedimentables.

b) Decantadores secundarios. Tratan el agua residual procedente de un tratamiento

químico o biológico. Separan sólidos floculados.

Respecto al flujo hidráulico

a) Flujo vertical. El agua fluye de abajo a arriba en el decantador. Pueden ser:

- Circulares: Caso más normal.

- Rectangulares.

b) Flujo horizontal. El agua fluye horizontalmente de un lado a otro del decantador.

Pueden ser:

- Circulares: El agua fluye del centro a la periferia o de un sector a otro.

- Rectangulares: Caso más normal.

Respecto a la concentración de fangos

a) Sin dispositivo alguno. Los lodos se concentran gracias a las pendientes de las

paredes (mayores de 60º).

b) Con rasquetas de arrastre.

c) Con sistema de aspiración en continuo.

Según la reutilización de los lodos

a) Decantador sin recirculación de lodos preformados: Decantador estático.

b) Decantador con recirculación de lodos preformados: Decantador dinámico.


- 21 -

Una vez que se han repasado todas las variedades de equipos disponibles, se selecciona el que

mejor se adapte al proceso.

Puesto que la única función del decantador será retirar la suciedad acumulada en el agua

procedente de la torre, sin precisar de tratamientos químicos y/o biológicos, se seleccionará un:

Decantador primario de flujo horizontal, de forma circular, con rasquetas de arrastre y sin

recirculación de lodos preformados (decantador estático).

8.2. Dispositivos

Se repasarán los diferentes dispositivos que son necesarios para el correcto funcionamiento del

decantador, y al final del apartado, se procederá a la selección de cada uno de ellos.

Puesto que ya se ha decidido que el decantador será circular, se verán los accesorios que hay

disponibles, únicamente, para los decantadores circulares:

1. Entrada de agua

a) Cilindro de entrada. Consiste en el reparto uniforme, bajo una corona circular, del agua

en las zonas inferiores del decantador. Es el más usado.

b) Sistemas de rotura de carga. Se basan en dispositivos de pérdidas de carga localizadas

con el objetivo de realizar un reparto homogéneo por toda la zona de entrada.

2. Sistemas de salida de agua

a) Vertederos perimetrales. Suelen ser de tipo dentado. Las variaciones en el nivel del agua

con los cambios de caudal quedan muy atenuadas.

b) Vertederos radiales. Se usan combinados con los perimetrales, cuando la carga de salida

por vertedero es muy alta.

3. Sistemas de barrido de fangos

a) Eje de rasquetas. Sistema de rasquetas de barrido de fondo, que es accionado desde un

eje central que gira gracias a un motor-reductor, y que barren el fango hacia una poceta

central para su posterior retirada. Suele usarse en decantadores de pequeño diámetro.

b) Puente de rasquetas de tracción central. Sistema parecido al anterior, pero en éste las

rasquetas cuelgan de un puente giratorio que va desde el centro hasta la periferia.

c) Puente de rasquetas de tracción periférica. Sistema similar al anterior, con la única

diferencia de que la tracción no se realiza desde el centro, sino desde la periferia.

Empleado en grandes decantadores.


- 22 -

d) Rasquetas de succión. Los fangos no son barridos a ninguna poceta, sino que son

constantemente aspirados del fondo del decantador mediante aspiradores. Desventaja:

baja concentración del fango de salida.

4. Poceta de fangos

a) Poceta central. Una poceta en el centro del decantador recoge el fango barrido por las

rasquetas.

b) Poceta central con espesador. El volumen de la poceta se aumenta para, con la ayuda de

mecanismos de espesado, realizar el espesamiento del fango.

c) Poceta longitudinal intermedia. Se usa cuando el diámetro del decantador es grande, ya

que se reduce a la mitad la longitud de transporte del fango en el fondo del decantador.

5. Dispositivo de retirada de grasas

Puesto que el decantador no va a procesar aguas residuales urbanas, sino que se va a encargar

de eliminar la suciedad del agua de refrigeración proveniente de la torre, cuyo contenido en

grasas es prácticamente nulo, se prescindirá de este dispositivo.

6. Purga de fangos

a) Salida de fondo. Una tubería de fondo recoge el fango de la poceta central para

transportarlo a una poceta adosada.

b) Salida a nivel superior. Aprovechando la presión hidrostática existente en el fondo del

decantador, se puede extraer el fango hasta una altura inferior al nivel del agua en el

decantador.

Tras la descripción de todos los accesorios del equipo en estudio, se elegirán los dispositivos a instalar

en el mismo:

1. Entrada de agua: Cilindro de entrada, ya que es el más común.

2. Sistemas de salida de agua: Vertederos perimetrales.

3. Sistemas de barrido de fangos: Eje de rasquetas, puesto que el decantador será de diámetro

pequeño.

4. Poceta de fangos: Poceta central.

5. Dispositivo de retirada de grasas: No es necesario.

6. Purga de fangos: Salida de fondo.

Memoria Descriptiva Cálculo de líneas

- 23 -

9. Cálculo de líneas

9.1. Criterios de dimensionamiento

Para llevar a cabo el dimensionamiento de la red de tuberías del proceso, se seguirá un criterio

cinemático a través del cual se limita la velocidad de circulación de los fluidos a 1-1,5 m/s, con el que

se podrá calcular el diámetro interno de la tubería de la siguiente manera:

{

𝑄 (

𝑚3

𝑠) = 𝑣 ∗ 𝐴

𝐴 =𝜋 ∗ 𝐷𝑖𝑛𝑡

2

4

Ecuación 3. Dimensionamiento de líneas.

Imponiendo la velocidad de circulación del fluido, y conocido el caudal, se puede calcular fácilmente

el diámetro interior de la tubería.

9.2. Cálculo de pérdidas de carga

El balance de energía mecánica de un fluido incompresible en una conducción circular entre los

puntos A y B, viene representado por la ecuación de Bernoulli:

𝑃𝐴𝜌+ 𝑔 ∗ 𝑧𝐴 +

𝑣𝐴2

2=𝑃𝐵𝜌+ 𝑔 ∗ 𝑧𝐵 +

𝑣𝐵2

2+ ℎ𝑓𝐴−𝐵

Ecuación 4. Ecuación de Bernoulli.

Donde “hfA-B” representa la pérdida de carga que se produce, entre esos dos puntos, debido al

rozamiento del fluido con las paredes de las conducciones y al efecto de los distintos accesorios de las

tuberías: codos, válvulas, estrechamientos, etc.

1. Cálculo de hfA-B

Como se ha mencionado anteriormente, se pueden diferenciar 2 tipos:

1.1. Por fricción

Provocada por el rozamiento del fluido con las paredes de las tuberías. Se calcula mediante:

ℎ𝑓 = 4𝑓 ∗𝐿

𝐷∗𝑢2

2

Ecuación 5. Pérdidas de carga en tubería recta.

Donde: ▪ L= Longitud de la tubería, m.

▪ D= Diámetro interno de la tubería, m.

▪ u= Velocidad media del fluido, m/s.

▪ f= factor de fricción.

Este último parámetro “f” se obtiene del ábaco de Moody; aunque en esta gráfica en concreto,

viene representado directamente el factor “4f”:


- 24 -

Figura 9. Ábaco de Moody.

En ella, se representa la relación entre este factor y las otras dos variables de las que depende:

Nº de Reynolds: 𝑅𝑒 =𝜌∗𝑣∗𝐷

𝜇

Rugosidad relativa: 𝜀

𝐷 , que se obtiene de otra gráfica, según el material del que está

hecho el tubo y el diámetro del mismo:


- 25 -

Figura 10. Rugosidad relativa.

1.2. Localizadas en accesorios

Debidas a la resistencia al paso del fluido que ofrecen los distintos accesorios de las tuberías, tales

como: válvulas, ensanchamientos, conexiones en T, etc. Se pueden calcular mediante dos

métodos:

Método de longitudes equivalentes (Leq): A cada accesorio se le asigna una longitud

equivalente a la longitud que tendría la tubería recta que por fricción provoca la misma

pérdida de carga que el elemento de forma puntual. Estas longitudes equivalentes vienen

dadas por tablas, según el diámetro de la tubería.

Según este método, la pérdida de carga total quedaría:

ℎ𝑓𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿= 4𝑓 ∗

𝐿 + ∑ 𝐿𝑒𝑞𝑖𝑖

𝐷∗𝑢2

2

Ecuación 6. Pérdida de carga total aplicando Leq.


- 26 -

Donde “L” sería la longitud de tubería recta del circuito en estudio, y ∑ 𝐿𝑒𝑞𝑖𝑖 sería el

sumatorio de todas las longitudes equivalentes de los accesorios que se encuentran en el

mismo.

Método de las unidades de velocidad (Ki): Contabiliza el número de veces que, cada

accesorio, hace perder al fluido su energía cinética específica:

ℎ𝑓𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿= 4𝑓 ∗

𝐿

𝐷∗𝑢2

2+∑𝐾𝑖

𝑖

∗𝑢2

2

Ecuación 7. Pérdida de carga total aplicando Ki.

Con ambos métodos, se obtiene la pérdida de carga en 𝑚2

𝑠2~

𝐽

𝑘𝑔 , que a su vez, se puede obtener

en metros si se divide por la gravedad.

Para realizar los cálculos de esta planta, se usará el primer método.

Memoria Descriptiva Cálculo hidráulico de bombas

- 27 -

10. Cálculo hidráulico de bombas

Como se ha visto anteriormente, el balance de energía mecánica de un circuito de tuberías determinado

viene dado por la ecuación de Bernoulli. Cuando se incorpora una bomba a éste, la ecuación queda:


𝑢𝐴2

2+ 𝜂𝑏 ∗𝑊𝑏 =

𝑃𝐵𝜌+ 𝑔 ∗ 𝑧𝐵 +

𝑢𝐵2

2+ ℎ𝑓𝐴𝐵

Ecuación 8. Ecuación de Bernoulli extendida.

Donde: ▪ PA, PB= Presiones en los puntos A y B del circuito, Pascales.

▪ ρ= Densidad del fluido, kg/m3.

▪ zA, zB= Cotas a las que se encuentran A y B, metros.

▪ g= Gravedad: 9,8 m/s2.

▪ uA, uB= Velocidades medias del fluido en A y B, m/s.

▪ ηb= Rendimiento de la bomba.

▪ Wb= Trabajo que ejerce la bomba, m2/s

2 ≈ J/kg.

▪ hfAB= Pérdida de carga total en el tramo A-B, m2/s

2.

De esta ecuación se deduce que la altura aportada por la bomba será:

Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 𝜂𝑏 ∗ 𝑊𝑏 =𝑃𝐵 − 𝑃𝐴𝜌

+ 𝑔 ∗ (𝑧𝐵 − 𝑧𝐴) +1

2(𝑢𝐵2 − 𝑢𝐴

2) + ℎ𝑓𝐴𝐵

Ecuación 9. Altura de la bomba.

Además de calcular la altura de la bomba, para que no se dé cavitación, se debe obtener la altura neta de

succión de la misma (NPSH), que deberá ser mayor o igual que 0 para que este fenómeno indeseable no

aparezca:

𝑁𝑃𝑆𝐻 =(𝑃𝐴 − 𝑃𝑣)

𝜌+𝑢𝐴2

2≥ 0

Ecuación 10. NPSH de una bomba.

Donde: Pv= Presión de vapor del fluido a la temperatura de operación, en Pascales.

Aplicando Bernoulli a un circuito hidráulico genérico del tipo:

Memoria Descriptiva Cálculo hidráulico de bombas

- 28 -

Figura 11. Ejemplo de circuito hidráulico.

La ecuación queda:


𝑢𝐴2

2+ ℎ𝑓𝐴′−𝐴

=𝑃𝐴′

𝜌+ 𝑔 ∗ 𝑧𝐴′ +

𝑢𝐴′2

2

Ecuación 11. Bernoulli aplicada al circuito hidráulico.

Finalmente, combinando ambas ecuaciones, se obtiene el NPSH disponible del sistema:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =𝑃𝐴′

𝜌+ 𝑔(𝑧𝐴′ − 𝑧𝐴) − ℎ𝑓𝐴′−𝐴

−𝑃𝑣𝜌≥ 0

Ecuación 12. NPSH disponible.

Al NPSH disponible obtenido, se le aplica un coeficiente de seguridad de 1,2 sobre el NPSH requerido

para asegurar la ausencia de cavitación. De manera que:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 ≥ 1,2 ∗ 𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟

Ecuación 13. NPSH requerido.

Por último, la potencia de la bomba se puede calcular mediante la siguiente fórmula:

𝑃 =�̇� ∗ ∆𝐻

𝜂𝑏

Ecuación 14. Potencia de la bomba.

Donde: ▪ �̇�= Caudal de fluido, kg/s.

▪ ∆H= Altura de la bomba, J/kg.

▪ ηb= Rendimiento de la bomba, que se obtiene de las curvas que proporciona el fabricante.

▪ P= Potencia, W.

Memoria Descriptiva Selección de válvulas de control

- 29 -

11. Selección de válvulas de control

Las válvulas de control son un elemento final de control que modifican la pérdida de energía del fluido en

la línea con el fin de regular el caudal que pasa por la misma.

Las hay de varios tipos: válvulas de mariposa, propia de gases; válvulas de bola, válvulas de globo (o de

asiento), etc.; siendo estas últimas las más comunes y las que se usarán en este proceso.

11.1. Características de caudal de las válvulas de control. Selección.

11.1.1. Característica inherente

La característica inherente de la válvula, f(x), es la relación que existe entre el porcentaje de recorrido

total del vástago de la válvula, x, y la fracción de caudal máximo, que circula por la misma; para una

caída de presión en la válvula, ∆Pv, constante:

{

𝐹𝑙í𝑞 = 𝐾𝑣 ∗ √

Δ𝑃𝑣𝛾𝑙𝑖𝑞

= 𝐾𝑣𝑠 ∗ 𝑓(𝑥) ∗ √Δ𝑃𝑣𝛾𝑙𝑖𝑞

𝐹𝑙í𝑞⌋𝑚á𝑥= 𝐾𝑣𝑠 ∗ √

Δ𝑃𝑣𝛾𝑙𝑖𝑞

⟶ 𝑓(𝑥) =𝐹𝑙í𝑞

𝐹𝑙í𝑞⌋𝑚á𝑥

Ecuación 15. Deducción y definición de f(x).

Donde “Kv” se define como el coeficiente de caudal de la válvula, y “γlíq” es la densidad relativa del

fluido.

Las curvas características, f(x), de las válvulas son:

Figura 12. Curvas características.


- 30 -

De todas las anteriores, las más comunes son la:

Lineal: Posición del vástago es proporcional al caudal.

Isoporcentual.

11.1.2. Característica instalada

Es la característica de la válvula de control cuando ya ha sido instalada en campo. La distinción de

esta otra característica se debe a que las pérdidas en la válvula y en el resto de la línea, van a influir en

el comportamiento de la misma modificando su característica inherente.

En definitiva, la elección de f(x) va a venir condicionada por la ganancia total del proceso. Como

criterio de selección, se asume que ésta es constante, de manera que:

𝐾𝑃 = 𝑘𝑣 ∗ 𝑘𝑝 ∗ 𝑘𝑇 ≈ 𝑐𝑡𝑒 ⟶

{

𝐾𝑃 = 𝐺𝑎𝑛𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒𝑙 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑜𝑘𝑣 = 𝐺𝑎𝑛𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑣á𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎

𝑘𝑝 = 𝐺𝑎𝑛𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑜 𝑒𝑛 𝑠í

𝑘𝑇 = 𝐺𝑎𝑛𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑚𝑖𝑠𝑜𝑟

Ecuación 16. Ganancia del proceso.

Finalmente, y suponiendo constante la ganancia del transmisor: kv*kP=cte; la característica de la

válvula se seleccionará siguiendo este criterio:

{

𝑆𝑖 𝑘𝑃 ↑ 𝑐𝑜𝑛 ↑ 𝐹 → 𝑘𝑣 ↓ 𝑐𝑜𝑛 ↑ 𝐹 ⟹ 𝑉á𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎 𝑙𝑖𝑛𝑒𝑎𝑙

𝑆𝑖 𝑘𝑃 ≈ 𝑐𝑡𝑒 → 𝑘𝑣 ≈ 𝑐𝑡𝑒 ⟹ {𝑉á𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎 𝑙𝑖𝑛𝑒𝑎𝑙, 𝑠𝑖 ∆𝑃𝑙í𝑛𝑒𝑎 ≈ 0

𝑉á𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎 𝑖𝑠𝑜𝑝𝑜𝑟𝑐𝑒𝑛𝑡𝑢𝑎𝑙, 𝑠𝑖 ∆𝑃𝑙 ≫ ∆𝑃𝑣𝑆𝑖 𝑘𝑃 ↓ 𝑐𝑜𝑛 ↑ 𝐹 → 𝑘𝑣 ↑ 𝑐𝑜𝑛 ↑ 𝐹 ⟹ 𝑉á𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎 𝑖𝑠𝑜𝑝𝑜𝑟𝑐𝑒𝑛𝑡𝑢𝑎𝑙

Ecuación 17. Criterio de selección de válvulas.

11.2. Cálculo de Kv

Otro parámetro necesario para caracterizar el tipo de válvula, además de su característica inherente, es

el coeficiente de caudal, Kv; que, en el caso de líquidos, se calcula mediante la fórmula:

𝐾𝑣 =𝐹

√Δ𝑃𝑣𝛾

Ecuación 18. Coeficiente de caudal.

Donde: ▪ F= Caudal de líquido, m3/h.

▪ ∆Pv= Pérdida de carga en la válvula, bar.

▪ γ= Densidad relativa del fluido, ρlíq/ρagua.

Una vez obtenido, se consultan las tablas de selección de válvulas que proporcionan los fabricantes y

se escoge el valor más próximo a “Kv” por exceso, para dar un cierto margen de regulación. Este valor

se corresponde al “Kvs” de la válvula, es decir, el coeficiente de caudal cuando la válvula se encuentra

totalmente abierta.


- 31 -

Otra opción sería tomar la siguiente aproximación: 𝐾𝑣𝑠 ≅ 1,2 ∗ 𝐾𝑣𝑚á𝑥

Por último, aclarar que el cálculo de “∆Pv” se realizará mediante un balance de energía de la siguiente

forma:

Δ𝑃𝑣 = Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 − (ℎ𝑓𝑙í𝑛𝑒𝑎 − ℎ𝑓𝑣á𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎)

Ecuación 19. Cálculo de ∆Pv.

Donde: ▪ hflínea= Pérdida de carga en la línea o circuito donde se encuentra la válvula.

▪ ℎ𝑓𝑣á𝑙𝑣𝑢𝑙𝑎 = 4𝑓 ∗𝐿𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑣á𝑙𝑣.

𝐷∗𝑣2

2 , como ya se vio en el apartado 9.2.

Memoria de Cálculo Balances de materia y energía

- 32 -

MEMORIA DE CÁLCULO

1. Balances de materia y energía

Se exponen, en este apartado, todos los cálculos detallados que han sido necesarios para el diseño de estos

equipos.

1.1. Balances de materia y energía en el reactor


Este balance se ha realizado según las restricciones que se imponen en cuanto a producción anual

de la planta y teniendo en cuenta la enorme cantidad de calor que se libera en la reacción, para lo

que habrá que elegir una capacidad de reactor adecuada que permita la correcta refrigeración del

mismo. Las condiciones de trabajo son las siguientes:

Producción: 50000 t/año

Horario laboral: 2 turnos al día de 7 horas cada uno

Días laborables: 5 días a la semana, 52 semanas al año

Composición del producto: 20% N y resto agua.

Densidad de la mezcla: 1,273 t/m3

Según los requisitos anteriores, se obtiene una producción por hora de:

𝐻𝑜𝑟𝑎𝑠 𝑎𝑙 𝑎ñ𝑜 = 7ℎ

𝑡𝑢𝑟𝑛𝑜∗ 2𝑡𝑢𝑟𝑛𝑜𝑠

𝑑í𝑎∗ 5

𝑑í𝑎𝑠

𝑠𝑒𝑚𝑎𝑛𝑎∗ 52

𝑠𝑒𝑚𝑎𝑛𝑎𝑠

𝑎ñ𝑜= 3640

ℎ

𝑎ñ𝑜

Ecuación 20. Horas de operación anuales.

𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑐𝑖ó𝑛 𝑝𝑜𝑟 ℎ𝑜𝑟𝑎𝑠 =50000

𝑡𝑎ñ𝑜

3640ℎ𝑎ñ𝑜

= 13,74𝑡

ℎ

Ecuación 21. Producción de fertilizante por hora.

Para cumplir esta demanda de producto, la distribución de tiempos en los reactores debe ser de:

Tiempo de carga: 10 min

Tiempo de reacción: 40 min

Tiempo de descarga: 10 min

De este modo, se obtiene un lote de producto a cada hora, es decir, 14 lotes por día que se

dividirán entre dos reactores, debido a la gran carga que supone y para facilitar la refrigeración de

los mismos. Teniendo en cuenta que la densidad de la mezcla es 1,273 t/m3, la capacidad de los

reactores será:

𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑑𝑎 𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 =

13,742 𝑡/𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎

1,273 𝑡/𝑚3= 5,4 𝑚3 ~ 6 𝑚3

Ecuación 22. Volumen del reactor.


- 33 -

Puesto que la Solución N-20 requiere de un 20% de N, el porcentaje necesario de nitrato amónico

y agua será de:

NH4NO3: 57,143 %

100 𝑔 𝑁𝐻4𝑁𝑂3 ∗1 𝑚𝑜𝑙 𝑁𝐻4𝑁𝑂380 𝑔 𝑁𝐻4𝑁𝑂3

∗2 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 𝑁

1 𝑚𝑜𝑙 𝑁𝐻4𝑁𝑂3∗14 𝑔 𝑁

1 𝑚𝑜𝑙 𝑁= 35 𝑔 𝑁

Ecuación 23. Porcentaje de nitrógeno que contiene el NH4NO3.

Es decir, el nitrato amónico contiene un 35% de N, por lo que para que la mezcla contenga un

20%, hará falta:

0,35 ∗ % 𝑁𝐻4𝑁𝑂3 𝑚𝑒𝑧𝑐𝑙𝑎 = 0,20 ⟶ % 𝑁𝐻4𝑁𝑂3 𝑚𝑒𝑧𝑐𝑙𝑎 = 57,143 %

Ecuación 24. Porcentaje de NH4NO3 que requiere la mezcla.

H2O: 42,857 %, el resto.

Con estos porcentajes, la proporción de materias primas y el caudal con el que se alimentan a

cada reactor, puesto que sabemos que debe ser llenado en 10 min (5 min para el NH4NO3 y otros

5 min para el agua), son los siguientes:

{𝑁𝐻4𝑁𝑂3: 3,92 𝑡/𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 ⟶ 784,93 𝑘𝑔/𝑚𝑖𝑛 𝐻2𝑂: 2,94 𝑡/𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 ⟶ 588,70 𝑘𝑔/𝑚𝑖𝑛

Ecuación 25. Cantidad de materias primas por lote y caudales.

Con el mismo razonamiento, se obtiene el caudal de descarga de producto: 686,81 kg/min.


- 34 -

Se muestra, a continuación, una tabla resumen con todos los caudales que conciernen al balance de

materia en el reactor:

TOTAL En cada reactor

Cargas/día 14 7

t/carga 13,74 6,87

Volumen reactor (m

3) 10,79 5,40 ≈ 6

Composición carga

Másica

(t)

NH4NO3 7,85 3,92

H2O 5,89 2,94

En volumen

(m3)

NH4NO3 6,80 3,40

H2O 5,89 2,94

Caudales de carga

Másicos

(kg/min)

NH4NO3 1569,86 784,93

H2O 1177,39 588,70

Volumétricos

(m3/min)

NH4NO3 1,36 0,68

H2O 1,18 0,59

Caudal de descarga

Másico

(kg/min) Solución N-20 1304,95 652,47

Volumétrico

(m3/min)

Solución N-20 1,03 0,51

Tabla 2. Balance de materia en el reactor.

Para el cálculo de la composición en volumen de la carga se ha tenido en cuenta que:

Densidad aparente del nitrato amónico: 1,154 t/m3

Densidad del agua: 1 t/m3

Además, en el caudal de descarga se ha asumido una pérdida del 5% de producto debido a los sólidos

no disueltos que quedan en el fondo de los reactores y que, posteriormente, se envían a vertedero.


- 35 -


La resolución del balance de energía, en cada reactor, se ha llevado a cabo teniendo en cuenta las

siguientes condiciones de operación:

Carga reactor: 6870 kg

Tiempo de reacción: 40 min

Temperatura de operación: 50 ºC

Temperatura de entrada agua refrigeración al serpentín (Te): 20 ºC

Temperatura de salida agua refrigeración al serpentín (Ts): 40 ºC

Y sabiendo que la entalpía de reacción de la mezcla es:

∆HR (T=18ºC)= 338,4 kJ/kg

Puesto que las materias primas se ponen en contacto en el reactor a una temperatura ambiente de

25ºC, hay que tener en cuenta el aumento de entalpía asociado a este aumento de temperatura:

∆𝐻𝑅(𝑇 = 𝑇) = ∆𝐻𝑅(𝑇 = 18º𝐶) + 𝐶𝑝𝑚𝑒𝑧𝑐𝑙𝑎 ∗ (𝑇 − 18)

∆𝐻𝑅(𝑇 = 25º𝐶) = 338,4 + 2,74 ∗ (25 − 18) = 357,6 𝑘𝐽/𝑘𝑔

Ecuaciones 26 y 27. Cálculo de la entalpía de reacción.

De donde el CPmezcla , que se supone constante con la variación de T, se ha calculado de forma

aproximada haciendo una media ponderada según los porcentajes en peso de cada reactivo en la

mezcla:

{𝐶𝑃𝐻2𝑂 = 4,18 𝑘𝐽/𝑘𝑔

𝐶𝑃𝑁𝐻4𝑁𝑂3 = 1,66 𝑘𝐽/𝑘𝑔⟶ 𝐶𝑃𝑚𝑒𝑧𝑐𝑙𝑎 = 4,18 ∗ 0,42857 + 1,66 ∗ 0,57143 = 2,74

𝑘𝐽

𝑘𝑔 ∗ 𝐾

Ecuación 28. Cálculo del CP de la mezcla.

Conociendo estos datos, se puede empezar a resolver el algoritmo de cálculo:

1. CALOR A EXTRAER

Puesto que se trata de un “batch”, en el que la reacción ocurre en un tiempo determinado, se

puede calcular directamente que en cada ciclo de producción se debe extraer:

𝑄 =∆𝐻𝑅(𝑘𝐽/𝑘𝑔) ∗ 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎(𝑘𝑔)

𝑡(𝑠)=357,6 ∗ 6870

40 ∗ 60= 1024 𝑘𝑊

Ecuación 29. Cantidad de calor a refrigerar.

2. BALANCE DE ENERGÍA

𝑄 = 𝑀𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝐶𝑃𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ (𝑇𝑠 − 𝑇𝑒)

Ecuación 30. Balance de energía.

Despejando, se obtiene el caudal de agua de refrigeración necesario:


- 36 -

𝑀𝑎𝑔𝑢𝑎 =1024

4,18 ∗ (40 − 20)= 12,24

𝑘𝑔

𝑠

Ecuación 31. Caudal de agua de refrigeración.

3. ECUACIÓN DE TRANSFERENCIA

𝑄 = 𝑈 ∗ 𝐴 ∗ 𝐹 ∗ 𝐷𝑇𝐿𝑀

Ecuación 32. Ecuación de transferencia.

Se necesitan conocer los valores de U, F y DTLM para poder obtener el área necesaria de

transferencia:

U= 2851 W/m2. Cálculo detallado en el siguiente apartado.

F=1, se supone flujo equicorriente entre ambos fluidos.

Al ser la temperatura de la mezcla en reacción constante, la DTLM se calcula:

𝐷𝑇𝐿𝑀 =𝑑𝑡𝑐 − 𝑑𝑡𝑓

ln (𝑑𝑡𝑐𝑑𝑡𝑓) =30 − 10

ln (3010)

= 18,2

{𝑑𝑡𝑐 = 𝑇𝑜𝑝 − 𝑇𝑒 = 50 − 20 = 30º𝐶

𝑑𝑡𝑓 = 𝑇𝑜𝑝 − 𝑇𝑠 = 50 − 40 = 10º𝐶

Ecuaciones 33 y 34. Cálculo de la DTLM.

Finalmente, el área de intercambio es:

𝐴 =1024

2,851 ∗ 18,2= 19,9 𝑚2

Ecuación 35. Área de transferencia.

3.1. CÁLCULO DE “U”

El coeficiente global de transferencia de calor se obtiene con la siguiente fórmula, en la

que se ha tenido en cuenta un factor de ensuciamiento global pequeño:

𝑈 = 𝑈𝑠𝑢𝑐𝑖𝑜 =1

1𝑈𝑙𝑖𝑚𝑝𝑖𝑜

+ 𝐹𝑠𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙

=1

13290 + 0,00005

= 2825𝑊

𝑚2 ∗ 𝐾

Ecuación 36. Coeficiente global de transferencia de calor.

Para el cálculo del coeficiente Ulimpio:

𝑈𝑙𝑖𝑚𝑝𝑖𝑜 =1

𝐴𝑒 (1

𝐴𝑖 ∗ ℎ𝑖+ 𝑅𝐶𝐷 +

1𝐴𝑒 ∗ ℎ𝑒

)

Ecuación 37. Cálculo de Ulimpio.


- 37 -

En este caso, se ha despreciado la transferencia de calor por conducción y se ha supuesto,

por tanto, que el espesor de la tubería es despreciable (Ae≈Ai):

𝑈𝑙𝑖𝑚𝑝𝑖𝑜 =1

1ℎ𝑖+1ℎ𝑒

=1

17466

+1

5881

= 3290𝑊

𝑚2 ∗ 𝐾

Ecuación 38. Expresión de Ulimpio particularizada.

3.1.1. Cálculo del coeficiente convectivo interno (hi)

Suponiendo que el régimen del agua en el interior del serpentín es turbulento y

usando la Correlación 27 de la “Colección de Tablas, Gráficas y Ecuaciones de

Transmisión de Calor”, se tienen los siguientes resultados:

- Datos termodinámicos: ▪ CPagua= 4180 J/kg*K

▪ Kfagua= 0,616 W/m*K

▪ ρagua= 996,2 kg/m3

▪ μagua= 797,6 *10-6 kg/m*s

Tal y como indica la correlación elegida, éstos han sido tomados a la temperatura

media de masa del agua, que se define como la media ponderada de las temperaturas

de entrada y salida del fluido:

𝑇𝑚𝑚 =𝑇𝑒 + 𝑇𝑠2

=20 + 40

2= 30 º𝐶

Ecuación 39. Temperatura media de masa.

- Se elige el tipo de Correlación 27: convección forzada en conducto circular, flujo

interno:

𝑁𝑢𝑎𝑔𝑢𝑎 = 0,023 ∗ 𝑅𝑒4/5 ∗ 𝑃𝑟𝑛

Ecuación 40. Correlación seleccionada.

Puesto que la temperatura de la superficie del serpentín (Ts ≈ Top) es mayor que Tmm,

el valor de n=0,4 , según dicha correlación. Sabiendo esto, se puede ya calcular hi:

𝑅𝑒𝑎𝑔𝑢𝑎 =𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝑣𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝐷

𝜇𝑎𝑔𝑢𝑎

Ecuación 41. Número de Reynolds del agua.

La variable D= diámetro del conducto del serpentín, va a ser el grado de libertad del

problema, y se calculará mediante iteración con el programa informático

“Engineering Equation Solver (EES)”, como se verá posteriormente.

El parámetro vagua= velocidad con la que circula el agua por el interior del serpentín,

depende de “D” tal y como se puede observar en la ecuación 50, por lo que es una

incógnita.


- 38 -

Por otra parte:

𝑃𝑟𝑎𝑔𝑢𝑎 =𝐶𝑃𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝜇𝑎𝑔𝑢𝑎

𝐾𝑓𝑎𝑔𝑢𝑎=4180 ∗ 7,976 ∗ 10−4

0,616= 5,412

Ecuación 42. Número de Prandtl del agua.

Finalmente, estos números adimensionales se sustituyen en la ecuación 40 para

calcular el Nusselt, que combinado con la siguiente ecuación se obtiene el coeficiente

de película deseado:

ℎ𝑖 =𝑁𝑢𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝐾𝑓𝑎𝑔𝑢𝑎

𝐷 𝑊

𝑚2 ∗ 𝐾

Ecuación 43. Coeficiente de película interno.

3.1.2. Cálculo del coeficiente convectivo externo (he)

Se usa, en este caso, una correlación para serpentines instalados en reactores con pala

como sistema de agitación.

- Datos termodinámicos de la mezcla: ▪ CPmez= 2740 J/kg*K

▪ Kmez= 0,6 W/m*K

▪ ρmez= 1273 kg/m3

▪ μmez= 1,96*10-3 kg/m*s

- Correlación:

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑧 =ℎ𝑒 ∗ 𝐷𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟

𝐾𝑚𝑒𝑧= 0,87 ∗ 𝑅𝑒0,62 ∗ 𝑃𝑟1/3 ∗ (

𝜇𝑏𝜇𝑤)0,14

Ecuación 44. Correlación para el serpentín.

Donde μb= viscosidad del fluido a la temperatura másica y μw= viscosidad del fluido

a la temperatura de pared, coinciden, ya que la temperatura en el reactor es constante

e igual a 50 ºC. Por tanto, la ecuación queda:

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑧 =ℎ𝑒 ∗ 𝐷𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟

𝐾𝑚𝑒𝑧= 0,87 ∗ 𝑅𝑒0,62 ∗ 𝑃𝑟1/3

Ecuación 45. Correlación para serpentín particularizada.

El Reynolds para esta correlación se calcula:

𝑅𝑒𝑚𝑒𝑧 =𝐷𝑎2 ∗ 𝑁 ∗ 𝜌𝑚𝑒𝑧𝜇𝑚𝑒𝑧

=0,52 ∗ 12,5 ∗ 1273

1,96 ∗ 10−3= 2029655,6

{

𝐷𝑎 = 𝐷𝑖á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑎𝑔𝑖𝑡𝑎𝑑𝑜𝑟 = 0,5 𝑚

𝑁 = 𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑟𝑜𝑡𝑎𝑐𝑖ó𝑛 =750 𝑟𝑝𝑚

60= 12,5 𝑟𝑒𝑣/𝑠

Ecuación 46 y 47. Número de Reynolds de la mezcla.

El número de Prandtl no modifica su fórmula:


- 39 -

𝑃𝑟𝑚𝑒𝑧 =𝐶𝑃𝑚𝑒𝑧 ∗ 𝜇𝑚𝑒𝑧

𝐾𝑚𝑒𝑧=2740 ∗ 1,96 ∗ 10−3

0,6= 8,951

Ecuación 48. Número de Prandtl de la mezcla.

Una vez hallados los números adimensionales de la mezcla, se puede obtener el

coeficiente de película externo:

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑧 =ℎ𝑒 ∗ 1,5

0,6= 0,87 ∗ 2029655,60,62 ∗ 8,9511/3⟶ ℎ𝑒 = 5881

𝑊

𝑚2 ∗ 𝐾

Ecuación 49. Coeficiente de película externo.

Donde se ha tenido en cuenta que el diámetro del reactor será de 1,5 metros.

4. ECUACIONES AUXILIARES

Para cerrar el problema, falta añadir la ecuación que relaciona el caudal de agua de

refrigeración con la velocidad de circulación de la misma y el diámetro de tubería, que es el

parámetro a calcular:

𝑀𝑎𝑔𝑢𝑎 =𝜋 ∗ 𝐷2

4∗ 𝑣𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎

Ecuación 50. Caudal de agua

Se agregará también la fórmula para calcular la longitud de tubos necesaria para satisfacer el

área de transferencia requerida:

𝐿 =𝐴

𝜋 ∗ 𝐷

Ecuación 51. Longitud de tubos.

5. RESULTADOS

Una vez escritas todas las ecuaciones, se procede a resolver el problema, obteniéndose los

siguientes resultados:


- 40 -

Tabla 3. Resultados del balance de energía en el reactor.

Se asignan valores a la incógnita del problema que van desde 0,0254 m. (1 pulgada) hasta

0,15 m. y se calculan las variables restantes para todos estos casos. Finalmente, se elige un

diámetro con el que se obtengan resultados coherentes en los demás parámetros, y cuyo valor

sea viable para la posterior construcción del serpentín.

Como se observa en la Tabla 3, la fila 9 muestra los resultados seleccionados:

{𝐷 = 0,07786 𝑚 = 3,065 𝑖𝑛

𝑣𝑎𝑔𝑢𝑎 = 2,581 𝑚/𝑠 {

𝐴 = 19,9 𝑚2

𝐿 = 81,36 𝑚

Ecuaciones 52 y 53. Resultados finales.

6. ESPIRAS DEL SERPENTÍN

Debido a la gran superficie de transferencia que hace falta para evacuar todo el calor

generado, que conlleva, a su vez, a una longitud de tubos considerable, se ha optado por

instalar un doble serpentín en cada reactor dispuesto de la siguiente manera:


- 41 -

Figura 13. Disposición del serpentín en el reactor.

Como se ve en la figura 13, se ha colocado la 1ª vuelta de serpentín separada 10 cm

de la pared del reactor y otros 10 cm de la 2ª vuelta. La separación vertical entre cada una de

las espiras será de 20 cm.

A continuación, se exponen las ecuaciones utilizadas para hallar el número de espiras

necesario, en las que los parámetros que se refieran a la vuelta de serpentín de color azul, se

nombrarán seguidos de “espira1”, y los que se refieran a la 2ª vuelta, seguidos de “espira2”:

- En primer lugar se calcula la longitud que ocuparía una espira de la 1ª vuelta de serpentín:

𝐿𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎1 = 𝜋 ∗ 𝐷𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎1 = 4,084 𝑚

Ecuación 54. Longitud espira 1ª vuelta.

𝐷𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎1 = 𝐷𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 − 0,2 = 1,3 𝑚

Ecuación 55. Diámetro espiras 1ª vuelta.

En esta última ecuación, aclarar que el “Despira1” es 20 cm. menor que el diámetro del reactor

debido a la separación de 10 cm. con respecto a la pared del mismo, mencionada

anteriormente.

- Se sigue el mismo procedimiento para la 2ª vuelta de serpentín:

𝐿𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎2 = 𝜋 ∗ 𝐷𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎2 = 3,456 𝑚

Ecuación 56. Longitud espira 2ª vuelta.


- 42 -

𝐷𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎2 = 𝐷𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎1 − 0,2 = 1,1 𝑚

Ecuación 57. Diámetro espiras 2ª vuelta.

- Por último, se calcula el número de espiras necesario para cumplir con la longitud calculada

en el apartado anterior:

𝐿 = 𝑁𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑠 ∗ (𝐿𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎1 + 𝐿𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎2)

81,36 = 𝑁𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑠 ∗ (4,084 + 3,456) ⟶ 𝑁𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑠 = 10,79 ≈ 11

Ecuación 58 y 59. Número de espiras.

Se obtienen, por tanto, un total de 22 espiras: 11 para la primera vuelta de serpentín y otras 11

para la segunda.

7. DIMENSIONES DEL SERPENTÍN

- Resultaría interesante saber la altura total que ocupan dichas espiras, teniendo en cuenta que

la separación vertical de éstas, como ya se dijo, es de 20 cm.:

𝐻𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑠 = 𝑁𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑠 ∗ 𝐷 + (𝑁𝑒𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑠 − 1) ∗ 0,2 = 2,86 𝑚

Ecuación 60. Altura que ocupan las espiras.

Y siendo la altura del reactor:

𝐻𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 =𝑉𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟

𝜋 ∗ 𝐷𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟2

4

=6

𝜋 ∗ 1,52 4

= 3,395 𝑚

Ecuación 61. Altura del reactor.

Se comprueba que no hay problema de espacio en el reactor para introducir el serpentín

diseñado, puesto que éste ocupa aproximadamente tres cuartos de la altura total del mismo.

- También sería oportuno tener en cuenta el volumen que ocupa el serpentín en el reactor, ya

que reduce su capacidad y se deberá tener en cuenta en el diseño final del mismo:

𝑉𝑠𝑒𝑟𝑝𝑒𝑛𝑡í𝑛 = 𝐿 ∗𝜋 ∗ 𝐷2

4= 81,36 ∗

𝜋 ∗ 0,077862

4= 0,39 𝑚3

Ecuación 62. Volumen ocupado por el serpentín.

- Finalmente, se exponen en la siguiente tabla los resultados obtenidos con el programa

“EES”, referentes al serpentín, para distintos valores de diámetro de tubería, siendo la fila 9 la

opción elegida:


- 43 -

Tabla 4. Resultados para el serpentín.

Recalcar, por último, que como se dijo al principio de este apartado 1.1.2, los cálculos expuestos

corresponden al balance de energía en un solo reactor. Para extenderlos a los dos reactores de la

planta, habría que hacer las modificaciones pertinentes en el algoritmo de cálculo.

8. DIMENSIONES DEL REACTOR

Como ya se ha visto anteriormente, las dimensiones del reactor serán, finalmente:

{𝐷 = 1,5 𝑚𝐻 = 3,7 𝑚

𝑉 = 6,54 𝑚3

Ecuación 63. Dimensiones del reactor.

Donde se ha redondeado la altura (H) de 3,395 a 3,7 m, para compensar la pérdida de volumen que

implica la instalación del serpentín, lo que supone un volumen final del reactor de 6,54 m3,

aproximadamente.


- 44 -

1.2. Balances de materia y energía en la torre de refrigeración

Para entender los cálculos realizados en el siguiente apartado, es preciso aclarar el significado de cada

variable interviniente en el balance:

L= Caudal de agua, kg/s.

TL1,TL2= Temperaturas de salida y entrada de agua, respectivamente, ºC.

Gs= Caudal de aire seco, kg/s.

TG1,TG2= Temperaturas de entrada y salida de aire, respectivamente, ºC.

rh1, rh2= Humedad relativa del aire a la entrada y a la salida, respectivamente.

H1, H2= Entalpía del aire a la entrada y a la salida, respectivamente, kJ/kg.

Figura 14. Esquema y parámetros de la torre de refrigeración.


- 45 -


En este equipo, el balance de materia se reduce a calcular los caudales de agua evaporada

(corriente 18*), de agua perdida por arrastres (18*), de purga (17) y de aporte de agua (16):

Figura 15. Corrientes a tener en cuenta en el balance de materia.

La corriente “18*” se nombra con asterisco para resaltar que ésta no forma parte del proceso en sí,

sino que es vapor de agua que se incorpora directamente a la atmósfera, junto con el aire que hace

circular el ventilador.

Los caudales se obtienen siguiendo las instrucciones de la “Guía Técnica para Torres de

Refrigeración” del IDAE:

1. CAUDAL DE AGUA EVAPORADA

Como ya se vio en el balance de energía en el reactor, el calor de refrigeración es:

𝑄𝑟𝑒𝑓𝑟𝑖𝑔 = 𝐿 ∗ 𝐶𝐿 ∗ (𝑇𝐿2 − 𝑇𝐿1) = 24,5 ∗ 4,18 ∗ (40 − 20) = 2048 𝑘𝑊

Ecuación 64. Calor de refrigeración.

En donde CL es el Cp del agua y, a diferencia del apartado 1.1.2, sí se tiene en cuenta el caudal de agua

de refrigeración de los dos reactores, puesto que la torre recoge el agua de ambos para enfriarla, es por

eso que el caudal de agua “L” y el calor de refrigeración se ven aumentados al doble.


- 46 -

Finalmente, se tiene que:

𝑀𝑒𝑣𝑎𝑝 =𝑄𝑟𝑒𝑓𝑟𝑖𝑔

Δ𝐻𝑣𝑎𝑝=2048

2430= 0,843

𝑘𝑔

𝑠

Ecuación 65. Caudal de agua vaporizada.

El ∆Hvap se ha obtenido, a la temperatura media de masa del agua= 30 ºC, con las funciones del

“EES”.

2. CAUDAL DE AGUA PERDIDA POR ARRASTRES

Suponiendo que se usará un separador de gotas de alta eficiencia, con el que únicamente se escape el

0,01% del agua en recirculación de la torre:

𝑀𝑎𝑟𝑟𝑎𝑠𝑡𝑟𝑒 = 𝐿 ∗ 𝜂𝑠𝑒𝑝𝑔𝑜𝑡𝑎𝑠 = 24,5 ∗ 0,0001 = 0,00245𝑘𝑔

𝑠

Ecuación 66. Caudal de arrastre de agua que se va con el aire.

3. CAUDAL DE PURGA

Según el “IDAE”, éste se obtiene con la siguiente fórmula:

𝑀𝑝𝑢𝑟𝑔𝑎 =𝑀𝑒𝑣𝑎𝑝 +𝑀𝑎𝑟𝑟𝑎𝑠𝑡𝑟𝑒

𝐶𝑐 − 1=0,843 + 0,00245

2,4 − 1= 0,6039

𝑘𝑔

𝑠

Ecuación 67. Caudal de purga.

La variable “Cc= ciclos de concentración” se ha calculado:

𝐶𝑐 =𝑛º 𝑑𝑒 𝑠ó𝑙𝑖𝑑𝑜𝑠 𝑑𝑖𝑠𝑢𝑒𝑙𝑡𝑜𝑠 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑐𝑖𝑟𝑐𝑢𝑙𝑎𝑐𝑖ó𝑛

𝑛º 𝑑𝑒 𝑠ó𝑙𝑖𝑑𝑜𝑠 𝑑𝑖𝑠𝑢𝑒𝑙𝑡𝑜𝑠 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑑𝑒 𝑎𝑝𝑜𝑟𝑡𝑎𝑐𝑖ó𝑛=1200 𝑝𝑝𝑚

500 𝑝𝑝𝑚= 2,4

Ecuación 68. Ciclos de concentración.

En donde los valores tomados de nº de sólidos disueltos, son los máximos permisibles según dicha

guía.

4. CAUDAL DE APORTE DE AGUA

Es la suma de todas las pérdidas de agua anteriores, puesto que el caudal de agua en recirculación de

la torre tiene que ser constante para conseguir una correcta refrigeración:

𝑀𝑎𝑝𝑜𝑟𝑡𝑒 = 𝑀𝑒𝑣𝑎𝑝 +𝑀𝑎𝑟𝑟𝑎𝑠𝑡𝑟𝑒 +𝑀𝑝𝑢𝑟𝑔𝑎 = 0,843 + 0,00245 + 0,6039 = 1,449𝑘𝑔

𝑠

Ecuación 69. Caudal de agua a aportar.


- 47 -

Se muestra, a continuación, una tabla con los caudales anteriores en unidades másicas y volumétricas:

Agua evaporada Agua perdida por

arrastres Purga Aporte de agua

Unidades másicas,

kg/s 0,8430 0,0025 0,6039 1,4494

Unidades

volumétricas, m3/h

3,0348 0,0088 2,1740 5,2177

Tabla 5. Caudales pertenecientes a la torre de refrigeración.


- 48 -


Se sabe que la torre va a operar a una presión de 1 atm y que las condiciones del agua a la entrada y

salida son:

Caudal, L= 24,5 kg/s

Temperatura de entrada, TL2= 40ºC

Temperatura de salida, TL1= 20ºC

Cp del agua, CL= 4,18 kJ/kg*K

Se conocen también las condiciones de entrada del aire:

Temperatura de entrada, TG1= 25ºC

Humedad relativa, rh1= 0,5

Punto de rocío a la entrada= 13,86ºC

Entalpía de entrada, H1= 50,61 kJ/kg

Estos dos últimos datos se han obtenido con las funciones de “EES”, que permiten esta serie de

cálculos psicrométricos.

1. Mediante la siguiente ecuación se resolverá el balance de energía que nos servirá para obtener la

entalpía del aire a la salida, H2, así como, el caudal de aire necesario para cerrar dicho balance:

𝐺𝑠 ∗ (𝐻1 −𝐻) = 𝐿 ∗ 𝐶𝐿 ∗ (𝑇𝐿1 − 𝑇𝐿)

Ecuación 70. Balance de energía general en la torre.

CAUDAL DE AIRE REQUERIDO

El método para calcular este parámetro consiste en obtener la entalpía de saturación del aire a la

salida mediante la función de “EES”, para después, con la ecuación 72, despejar el caudal mínimo

de aire necesario; al que se le aplicará finalmente un aumento del 40%, con el que conseguiremos

el caudal definitivo:

𝐻2𝑠 = 𝐸𝑛𝑡ℎ𝑎𝑙𝑝𝑦(𝐴𝑖𝑟𝐻2𝑂; 𝑇 = 𝑇𝐿2; 𝑟 = 1; 𝑃 = 1) = 167,9𝑘𝐽

𝑘𝑔

Ecuación 71. Cálculo de H2 de saturación mediante EES.

𝐺𝑠𝑚í𝑛 =𝐿 ∗ 𝐶𝐿 ∗ (𝑇𝐿2 − 𝑇𝐿1)

𝐻2𝑠 −𝐻1=24,5 ∗ 4,18 ∗ (40 − 20)

167,9 − 50,61= 17,47

𝑘𝑔

𝑠

Ecuación 72. Cálculo de Gsmín.

𝐺𝑠 = 1,4 ∗ 𝐺𝑠𝑚í𝑛 = 1,4 ∗ 17,47 = 24,45 𝑘𝑔

𝑠 ⟶ 𝐺𝑠 = 21,27

𝑚3

𝑠

Ecuación 73. Caudal de aire empleado.


- 49 -

ENTALPÍA DE SALIDA

Una vez obtenido el caudal de aire, la única incógnita que queda en la ecuación 72 es la entalpía

de salida:

𝐻2 = 𝐻1 +𝐿 ∗ 𝐶𝐿 ∗ (𝑇𝐿2 − 𝑇𝐿1)

𝐺𝑠= 50,61 +

24,5 ∗ 4,18 ∗ (40 − 20)

24,45= 134,4

𝑘𝐽

𝑘𝑔

Ecuación 74. Entalpía del aire a la salida.

CONDICIONES DEL AIRE A LA SALIDA

De nuevo, gracias a las funciones de “EES”, se pueden calcular tanto la temperatura de salida del

aire, TG2; como su humedad relativa, rh2, una vez que se ha obtenido la entalpía H2:

{𝐻2 = 𝐸𝑛𝑡ℎ𝑎𝑙𝑝𝑦 (𝐴𝑖𝑟𝐻2𝑂; 𝑇 = 𝑇𝐺2; 𝑟 = 𝑟ℎ2; 𝑃 = 1)

𝑇𝐺2 = 𝑇𝑒𝑚𝑝𝑒𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑒 (𝐴𝑖𝑟𝐻2𝑂; ℎ = 𝐻2; 𝑟 = 𝑟ℎ2; 𝑃 = 1)⟶ {

𝑇𝐺2 = 42,41 º𝐶𝑟ℎ2 = 0,645 = 64,5%

Ecuación 75. Parámetros del aire a la salida.

2. Una vez resueltos ambos balances, ya sólo queda completar el diseño de la torre con la siguiente

fórmula:

𝑍 =𝐺𝑠

𝐾𝑦 ∗ 𝑎∗ ∫

𝑑𝐻

𝐻1∗ −𝐻

=𝐻2

𝐻1

𝐻𝐺 ∗ 𝑁𝐺

Ecuación 76. Ecuación de diseño.

En donde: Z= Altura de relleno de la torre.

HG= Altura de la unidad de transferencia.

NG= Número de unidades de transferencia.

Kya= Dato suministrado por el fabricante del relleno.

H1*= H1s= Entalpía de saturación del aire a la entrada.

Se sigue el siguiente algoritmo de cálculo:

Ecuación de la recta de operación

Se expresa de forma explícita la ecuación de la recta de operación:

𝐻 = 𝐻1 +𝐿 ∗ 𝐶𝐿 ∗ (𝑇𝐿 − 𝑇𝐿1)

𝐺𝑠

Ecuación 77. Recta de operación.

Tabla de valores y ajuste de polinomio

Se toman distintos valores de TL en el intervalo [20,40] ºC y se sustituyen en la ecuación 77 para

obtener así los resultados de H. Se construye una tabla con los parámetros anteriores y con uno

inventado “I”, que será útil para llevar a cabo la posterior integración:


- 50 -

𝐼 =1

𝐻𝑠 − 𝐻

Ecuación 78. Parámetro I.

Siendo Hs, según las funciones de “EES”: 𝐻𝑠 = 𝐸𝑛𝑡ℎ𝑎𝑙𝑝𝑦(𝐴𝑖𝑟𝐻2𝑂; 𝑇 = 𝑇𝐿; 𝑟 = 1; 𝑃 = 1)

Con estas fórmulas ya se puede construir la tabla:

Tabla 6. I vs TL en el intervalo 20-40ºC.

Si se representa en una gráfica “I” frente a “TL”, el área que queda bajo la curva es el número de

unidades de transferencia:


- 51 -

Figura 16. Gráfica I vs TL.

Integración y cálculo de NG

Para llevar a cabo la integración, se ajustará un polinomio de segundo grado a dicha curva:

Figura 17. Gráfica I vs TL ajustada.


- 52 -

Una vez que se consigue la ecuación del polinomio, tan sólo queda resolver la siguiente integral:

𝑁𝐺 = ∫ 𝐼 𝑑𝑇𝐿 = 𝑇𝐿2

𝑇𝐿1

∫ (−0,1063 + 0,0129 ∗ 𝑇𝐿 − 0,00024 ∗ 𝑇𝐿2) 𝑑𝑇𝐿 =40

20

1,083

Ecuación 79. Número de unidades de transferencia.

Cálculo de HG

Como se vio en la ecuación 76, la altura de la unidad de transferencia se calcula:

𝐻𝐺 =𝐺𝑠

𝐾𝑦 ∗ 𝑎

Ecuación 80. Cálculo de HG.

Donde el valor de “Ky*a” se obtiene de los datos que proporcionan los fabricantes de rellenos. En

este caso, se ha elegido un relleno aleatorio de plástico “β-eta Ring Random Packing”, para el que

se consigue un valor de Ky*a= 66 kmol/(h*m3*atm). Transformando estos valores según las

unidades adecuadas, se calcula HG:

𝐻𝐺 =60,57

𝑚𝑜𝑙𝑚2 ∗ 𝑠

18,33 𝑚𝑜𝑙

𝑚3 ∗ 𝑠 ∗ 𝑎𝑡𝑚

= 3,304 𝑚

Ecuación 81. Altura de la unidad de transferencia.

Cálculo de altura del relleno, Z

Una vez conocidos NG y HG, este cálculo se reduce a multiplicar el número de unidades de

transferencia por la altura de cada unidad de transferencia:

𝑍 = 𝑁𝐺 ∗ 𝐻𝐺 = 1,083 ∗ 3,304 = 3,577 𝑚

Ecuación 82. Altura de relleno.

Dimensiones de la torre de refrigeración

Por último, se calcula la altura y el la longitud de lado de la torre, puesto que será cuadrada. Para

ello, sabiendo que Gs= 21,27 m3/s:

𝐺𝑠 = 𝐴𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒 ∗ 𝑣𝑔⟶ 𝐴𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒 = 13,94 𝑚2

Ecuación 83. Área transversal de la torre.

Donde “vg” es un grado de libertad del problema, y se ha tomado el valor de 1,526 m/s, puesto

que está dentro de los límites recomendados para que la pérdida de carga en la torre no sea

excesivamente alta.

Como se ha mencionado anteriormente, al ser la torre cuadrada:

𝐴𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒 = 𝐿𝑎𝑑𝑜2⟶ 𝐿𝑎𝑑𝑜 = 3,733 𝑚

Ecuación 84. Lado de la torre.


- 53 -

Por último, teniendo en cuenta que únicamente el relleno ocupa 3,577 m de altura, se dejarán dos

metros de altura por encima de éste, de manera que haya espacio suficiente para instalar el

separador de gotas y el ventilador; y dos metros por debajo para que la piscina de agua pueda

tener cierta altura sin que su superficie llegue a alcanzar el relleno. Por tanto, se considerará una

altura total de 7,577 m.

{𝐿𝑎𝑑𝑜 = 3,733 𝑚𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 = 7,577 𝑚

Ecuación 85. Dimensiones de la torre.

Se muestra también, a continuación, una tabla de resultados de los cálculos realizados:

Tabla 7. Cálculos realizados en el diseño de la torre de refrigeración.


- 54 -

1.3. Balance materia global

Se muestra una tabla en la que aparecen los caudales (en t/h) de cada corriente del proceso,

incluyendo las corrientes de agua de refrigeración; las cuales, y debido a que la densidad del agua se

ha considerado 1 t/m3, vienen a su vez expresadas en m

3/h:

Tabla 8. Balance de materia global.

Recordar que la corriente 18 no forma parte del proceso en sí, sino que representa el agua evaporada y

de arrastre que se vierte a la atmósfera en forma de vapor junto a la corriente de aire impulsada por el

ventilador de la torre de refrigeración.

Finalmente, se expone una última tabla con los caudales (t/h) de las corrientes de la zona de

depuración de agua; incluyendo, también, los caudales de purga de ambos reactores (corrientes 24 y

25), compuestos por sólidos no disueltos e indeseados:

Tabla 9. Caudales de depuración y de purga del proceso.

Para el cálculo de las corrientes de la zona de depuración se ha tenido en cuenta:

El caudal de fangos obtenido en el diseño del decantador = 0,042 m3/h.

Se ha supuesto una densidad media de los lodos de 1300 kg/m3 con un contenido en agua del

70%.

Se ha asumido un rendimiento en la centrifugadora del 80%.

Por último, como se puede ver en el diagrama de flujo, los caudales de purga se destinan a:

Corriente 22: Agua residual a saneamiento.

Corriente 23: Fangos secos a vertedero.

Corrientes 24 y 25: Sólidos no disueltos a tratamiento o vertedero.

CORRIENTES 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18

NH4NO3 7,85 3,92 3,92 0 0 0 0 0 0 - - - - - - - - -

Agua 0 0 0 5,89 2,94 2,94 0 0 0 - - - - - - - - -

Solución N-20 0 0 0 0 0 0 6,52 6,52 13,05 - - - - - - - - -

Agua refrigeración - - - - - - - - - 88,20 44,10 44,10 44,10 44,10 88,20 5,22 2,17 3,04

TOTAL 7,85 3,92 3,92 5,89 2,94 2,94 6,52 6,52 13,05 88,20 44,10 44,10 44,10 44,10 88,20 5,22 2,17 3,04

CORRIENTES 17 19 20 21 22 23 24 25

Agua refrigeración 2,170 - 2,170 0,031 2,201 - - -

Fangos - 0,055 - - - 0,024 - -

Sólidos no disueltos - - - - - - 0,343 0,343

TOTAL 2,170 0,055 2,170 0,031 2,201 0,024 0,343 0,343

Memoria de Cálculo Cálculo de depósitos atmosféricos

- 55 -

2. Cálculo de depósitos atmosféricos

2.1. Depósitos de agua

El proceso consta de 3 depósitos de agua que se diseñarán en base a la normativa mencionada en el

apartado 6 de la memoria descriptiva, y con las mismas características de diseño.


Puesto que se quiere tener una autonomía de abastecimiento de agua al proceso de 3-4 días, se

requiere un volumen por depósito de, como mínimo, 100 m3.

Según las recomendaciones que encontramos en la siguiente tabla:

Figura 18. Dimensiones recomendadas para depósitos de distintas capacidades.

Como se puede ver resaltado en fondo verde, las dimensiones del depósito serán:

{𝑉 = 115 𝑚3

𝐷 = 4,5 𝑚4 ℎ𝑖𝑙𝑒𝑟𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑝𝑙𝑎𝑐𝑎𝑠 𝑑𝑒 1800 𝑚𝑚 𝑑𝑒 𝑎𝑛𝑐ℎ𝑜 ⟶ 𝐻 = 7,2 𝑚

Ecuación 86. Dimensiones de los depósitos de agua.


- 56 -


El material con el que se construirá el depósito es: acero inoxidable austenítico A240M, Tipo

304L.


El espesor mínimo de las placas, para el caso de los depósitos de agua, se calcula mediante la

fórmula:

𝑡 =4,9 ∗ 𝐷 ∗ (𝐻 − 0,3) ∗ 𝐺

𝑆𝑑 ∗ 𝐸+ 𝐶𝐴 𝑑𝑜𝑛𝑑𝑒

{

𝐷 = 4,5 𝑚𝐻 = 7,2 𝑚𝐺 = 1𝐸 = 0,85

𝑆𝑑(𝑇𝑚á𝑥 𝑑𝑖𝑠𝑒ñ𝑜 = 40º𝐶) = 145 𝑀𝑃𝑎𝐶𝐴 = 1 𝑚𝑚

Ecuación 87. Espesor de las placas en milímetros.

Sustituyendo valores:

𝑡 =4,9 ∗ 4,5 ∗ (7,2 − 0,3)

145 ∗ 0,85+ 1 = 2,234 𝑚𝑚

Ecuación 88. Espesor obtenido.

Sin embargo, como el espesor calculado es menor que el mínimo impuesto por la norma (5 mm),

se tomará este último valor considerando 1 mm de sobrespesor por corrosión:

𝑡 = 6 𝑚𝑚

Ecuación 89. Espesor de placas definitivo.


Se le impondrá el mínimo recomendado por la norma API-650, que es de 6,35 mm, más el

sobrespesor por corrosión:

𝑡 = 7 𝑚𝑚

Ecuación 90. Espesor placa base.

2.1.5. Cubierta

Según lo visto en el apartado 6.5 de la anterior memoria, se tomará como radio de la cubierta el

radio mínimo, puesto que supone menos costes:

𝑟𝑟 = 0,8 ∗ 4,5 = 3,6 𝑚

Ecuación 91. Radio de la cubierta.

Por otro lado el espesor de la misma será:

𝐸𝑠𝑝𝑒𝑠𝑜𝑟 =𝑟𝑟2,4+ 𝐶𝐴 =

3,6

2,4+ 1 = 2,5 𝑚𝑚 < 5 𝑚𝑚

Ecuación 92. Espesor teórico de la cubierta.

Finalmente, se tomará como espesor definitivo el mínimo impuesto = 5 mm.


- 57 -

2.2. Depósitos de Solución N-20

El proceso dispone de otros 3 depósitos que se encargarán de almacenar el fertilizante producido.


Se desea una capacidad suficiente para albergar el fertilizante generado en 4 días de producción,

lo que implica un volumen aproximado de 200 m3 por depósito.

Siguiendo las recomendaciones de la norma y como se puede ver resaltado en verde en la figura

18, las dimensiones de los depósitos serán:

{𝑉 = 204 𝑚3

𝐷 = 6 𝑚4 ℎ𝑖𝑙𝑒𝑟𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑝𝑙𝑎𝑐𝑎𝑠 𝑑𝑒 1800 𝑚𝑚 𝑑𝑒 𝑎𝑛𝑐ℎ𝑜 ⟶ 𝐻 = 7,2 𝑚

Ecuación 93. Dimensiones de los depósitos de producto.


Al igual que con los depósitos de agua, el material que se utilizará es: acero inoxidable austenítico

A240M, Tipo 304L.


Se calcula con la misma fórmula que antes:

𝑡 =4,9 ∗ 𝐷 ∗ (𝐻 − 0,3) ∗ 𝐺

𝑆𝑑 ∗ 𝐸+ 𝐶𝐴 𝑑𝑜𝑛𝑑𝑒

{

𝐷 = 6 𝑚𝐻 = 7,2 𝑚𝐺 = 1,273𝐸 = 0,85

𝑆𝑑(𝑇𝑚á𝑥 𝑑𝑖𝑠𝑒ñ𝑜 = 70º𝐶) = 137,2 𝑀𝑃𝑎𝐶𝐴 = 1 𝑚𝑚

Ecuación 94. Espesor de las placas en milímetros.

Sustituyendo valores:

𝑡 =4,9 ∗ 6 ∗ (7,2 − 0,3) ∗ 1,273

137,2 ∗ 0,85+ 1 = 3,214 𝑚𝑚

Ecuación 95. Espesor obtenido.

Se tomará, por tanto, el mínimo impuesto por la norma más 1 mm de sobrespesor por corrosión:

𝑡 = 6 𝑚𝑚

Ecuación 96. Espesor de placas definitivo.


- 58 -


Como en el caso anterior, se impondrá el mínimo recomendado por la norma más el sobrespesor

por corrosión:

𝑡 = 7 𝑚𝑚

Ecuación 97. Espesor placa base.

2.2.5. Cubierta

El radio de la cubierta será:

𝑟𝑟 = 0,8 ∗ 6 = 4,8 𝑚

Ecuación 98. Radio de la cubierta.

Mientras que su espesor:

𝐸𝑠𝑝𝑒𝑠𝑜𝑟 =𝑟𝑟2,4+ 𝐶𝐴 =

4,8

2,4+ 1 = 3 𝑚𝑚 < 5 𝑚𝑚

Ecuación 99. Espesor teórico de la cubierta.

Finalmente, se vuelve a tomar como espesor definitivo el mínimo = 5 mm.

Memoria de Cálculo Diseño del almacén

- 59 -

3. Diseño del almacén

Se realizará en base a que se desea que el almacén tenga capacidad para abastecer al proceso de nitrato

amónico sólido durante un mes.

Esto quiere decir que, de acuerdo al balance de materia realizado, el almacén deberá contener unas 2200

toneladas de compuesto en su interior; o lo que es lo mismo, y sabiendo que la densidad aparente del

nitrato amónico es 1,154 t/m3, se deberán almacenar 1906,4 m

3 de nitrato.

Antes de empezar a dimensionar el almacén, se deben tener en cuenta las restricciones que nos impone la

normativa de almacenamiento de nitrato amónico que se describieron en el apartado 5.1 de la memoria

anterior:

Para evitar un apelmazamiento excesivo del material, los montones tendrán una altura

máxima de 3 metros. Así mismo, deberán distar como mínimo 1 metro del techo del almacén.

Las distintas pilas de material se separarán con muros, como se ilustra en la siguiente imagen:

Figura 19. Montones de material separados mediante muros.

Se debe poder acceder al almacén por, al menos, tres costados de éste; dejando pasillos de 2,5

metros, como mínimo, entre los montones y las paredes del edificio.

Por último, y teniendo en cuenta que el factor “f” es 0,9 debido a que la capacidad del

almacén está entre 2001 y 4000 toneladas, las distancias mínimas exigidas quedan:

Vías de comunicación pública: 72 m

Lugar de concentración del personal propio de la industria: 18 m

Viviendas y agrupación de viviendas: 180 m

Local de pública concurrencia: 270 m

Tabla 10. Distancias mínimas exigidas entre el almacén y diversos lugares.


- 60 -

El nitrato amónico se almacenará en 2 hileras de 11 montones cada una, cada uno de ellos separados por

un muro de 20 cm de ancho y 4 metros de alto. El volumen de cada montón será:

𝑉𝑚𝑜𝑛𝑡ó𝑛 = 𝑎 ∗ 𝑙 ∗ ℎ = 7,5 ∗ 4 ∗ 3 = 90 𝑚3

Ecuación 100. Volumen de cada pila de material.

Siendo “a”, “l” y “h”, el ancho, largo y alto de cada montón respectivamente, puesto que el cálculo de su

volumen se ha aproximado al de un paralelepípedo.

De esta forma, se cumple sobradamente con la capacidad que se deseaba obtener, con un volumen total de

compuesto de 1980 m3.

Para determinar las dimensiones del almacén, se muestra un pequeño croquis de la vista del mismo en

planta con el fin de facilitar la comprensión del cálculo:

Figura 20. Planta del almacén.

En donde la línea de color azul representa dónde se situaría el nitrato amónico y en el que se pueden

observar los distintos pasillos que habrá para facilitar el tránsito de la maquinaria que transportará el

compuesto, así como la entrada al almacén.

De manera que, sabiendo que el muro tiene un espesor de 20 cm, la longitud del almacén queda:

𝐿 = 𝑙 ∗ 𝑁𝑚𝑜𝑛𝑡𝑜𝑛𝑒𝑠 + (𝑁𝑚𝑜𝑛𝑡𝑜𝑛𝑒𝑠 − 1) ∗ 𝑒𝑚𝑢𝑟𝑜 + 𝑝𝑎𝑠𝑖𝑙𝑙𝑜𝑠 = 4 ∗ 11 + (11 − 1) ∗ 0,2 + 6 = 52 𝑚

Ecuación 101. Longitud del almacén.


- 61 -

Mientras que el ancho será:

𝐴 = 2 ∗ 𝑎 + 𝑝𝑎𝑠𝑖𝑙𝑙𝑜𝑠 = 2 ∗ 7,5 + 5 ∗ 2 = 25 𝑚

Ecuación 102. Ancho del almacén.

La altura del almacén (H) será de 6 metros para cumplir sobradamente con la restricción que nos impone

la normativa de mantener una distancia mínima con los puntos de iluminación, y con el fin de favorecer

una buena ventilación del mismo.

En resumidas cuentas, las dimensiones quedan así:

{𝐿 = 52 𝑚𝐴 = 25 𝑚𝐻 = 6 𝑚

Ecuación 103. Dimensiones del almacén.

Memoria de Cálculo Diseño de los tornillos sinfín

- 62 -

4. Diseño de los tornillos sinfín

El proceso consta de dos tornillos sinfín, uno para cada reactor, que soportarán las siguientes condiciones

de operación:

Por cada carga, cada equipo transportará al reactor 3,92 toneladas de nitrato en los 5 minutos que

dura el llenado, resultando un caudal de:

�̇� =3,92 𝑡

5 𝑚𝑖𝑛= 0,784

𝑡

𝑚𝑖𝑛= 47,04 𝑡/ℎ

Ecuación 104. Caudal de nitrato amónico.

Inclinación de los tornillos: 𝛿 = 30º

Figura 21. Esquema tornillo sinfín.

Densidad aparente del NH4NO3: 𝜌𝐵 = 1154 𝑘𝑔/𝑚3

Diámetro medio de partícula: Dpartícula ≈ 2 mm.

Una vez conocidos estos datos, se realizan los cálculos del diseño siguiendo las pautas de los “Apuntes de

la asignatura de Operaciones Básicas con Sólidos y Fluidos” de la siguiente manera:

1. Caudal transportado

Se va a trabajar con el caudal volumétrico, por lo que:

𝑄 = 47,04𝑡

ℎ∗1000 𝑘𝑔

1 𝑡∗1 𝑚3

1154 𝑘𝑔= 40,76 𝑚3/ℎ

Ecuación 105. Caudal volumétrico de NH4NO3.

A este caudal se le tiene que aplicar un factor corrector debido a la pérdida de capacidad provocada

por la inclinación del tornillo:

Tabla 11. Factor corrector del caudal.


- 63 -

𝑄𝑖𝑛𝑐𝑙𝑖𝑛𝑎𝑑𝑜 =𝑄

1 −% 𝑟𝑒𝑑𝑢𝑐𝑐𝑖ó𝑛=40,76

1 − 0,7= 135,9 𝑚3/ℎ

Ecuación 106. Caudal corregido.

2. Diámetro y Velocidad de rotación del tornillo

Para calcular estos parámetros, hay que conocer, previamente, el diámetro mínimo de diseño e

identificar la clase de material con la que estamos trabajando:

- El diámetro mínimo se obtiene con la siguiente relación:

𝑟 =𝐷𝑚í𝑛

𝐷𝑝𝑎𝑟𝑡í𝑐𝑢𝑙𝑎⟶𝐷𝑚í𝑛 = 𝑟 ∗ 𝐷𝑝𝑎𝑟𝑡í𝑐𝑢𝑙𝑎

Ecuación 107. Relación entre el diámetro mínimo de tornillo y el de partícula.

Que junto con la información que proporciona la siguiente tabla:

Tabla 12. Relación “r” para distintos tipos de sólidos.

Se puede calcular el diámetro mínimo de diseño, sabiendo que el NH4NO3 es un sólido uniforme, sin

excesiva cantidad de finos, y con un diámetro medio de partícula de 2 mm; y que, por tanto, r=12:

𝐷𝑚í𝑛 = 12 ∗ 0,2 = 2,4 𝑐𝑚

Ecuación 108. Diámetro mínimo admisible del tornillo.

- La clase de material se determinará con ayuda de la siguiente tabla:


- 64 -

Tabla 13. Factores de material.

Puesto que el nitrato posee una densidad aparente comprendida entre 640-1200 kg/m3, el material será

de clase “c”, a la que corresponde un factor 𝐹 = 2 𝑎 2,5.

Una vez calculados estos dos parámetros, se procede a obtener la velocidad de rotación

correspondiente al diámetro del tornillo, según la siguiente gráfica:

Figura 22. Capacidad frente a velocidad.


- 65 -

En este caso, para el caudal a transportar Qinclinado= 135,9 m3/h, tan sólo hay disponible un tipo de

tornillo de diámetro= 61 cm y velocidad de rotación= 50 rpm (línea roja en la figura 21), con una

velocidad máxima recomendada de, aproximadamente, 60 rpm (línea de color azul).

3. Altura y Longitud del tornillo

Sabiendo que la altura del reactor es de 3,7 metros, que se considerará como si estuviera a 4 m, puesto

que el final del tornillo debe tener una separación mínima con la parte superior del reactor; y

suponiendo que éste estará a 3 metros sobre el nivel del suelo y que las máquinas que suministran el

nitrato a las tolvas de los tornillos puedan alzarlo hasta 2 metros de altura, se deduce que el parámetro

H de la figura 21 es:

𝐻 = 7 − 2 = 5 𝑚

Ecuación 109. Altura del tornillo.

Y con una simple regla trigonométrica se tiene:

𝐿 =𝐻

𝑠𝑒𝑛(30)=5

0,5= 10 𝑚

Ecuación 110. Longitud del tornillo.

4. Potencia

Se calculará con la siguiente fórmula:

𝑃 =𝑄 ∗ 𝜌𝐵 ∗ 𝐿 ∗ 𝐹

270 ∗ 𝜂+𝑄 ∗ 𝜌𝐵 ∗ 𝐻

270

Ecuación 111. Potencia que consume cada tornillo.

donde: ▪ Q= Qinclinado (m3/h)

▪ ρB= Densidad aparente de NH4NO3 (t/m3)

▪ L,H= Longitud y altura del tornillo, respectivamente (m)

▪ F= Factor del material. Se escogerá el valor más desfavorable: 2,5.

▪ η= Rendimiento del tornillo. Suele ser de 0,3.

Sustituyendo todos los parámetros, se obtiene:

𝑃 =135,9 ∗ 1,154 ∗ 10 ∗ 2,5

270 ∗ 0,3+135,9 ∗ 1,154 ∗ 5

270= 51,31 𝐶𝑉

Ecuación 112. Potencia resultante.

Memoria de Cálculo Diseño del decantador

- 66 -

5. Diseño del decantador

Se determinarán, con ayuda del libro “Depuración y desinfección de aguas residuales”; en primer lugar,

las dimensiones del decantador, y después, los distintos parámetros necesarios para el dimensionamiento

de los dispositivos que constituirán el equipo.

5.1. Decantador

A partir del cálculo de la superficie y del volumen de decantación, se podrán calcular el diámetro y la

altura del decantador, respectivamente:

1. Superficie de decantación

Del balance de materia en la torre de refrigeración, se conoce que el caudal de agua a tratar es 2,174

m3/h (o t/h), que corresponde al caudal de purga de la torre.

Sabiendo esto, la superficie de decantación se calculará mediante la siguiente fórmula:

𝑆 =𝑄

𝑣 𝑑𝑜𝑛𝑑𝑒 {

𝑆 = 𝑆𝑢𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑐𝑎𝑛𝑡𝑎𝑐𝑖ó𝑛 (𝑚2)

𝑄 = 𝐶𝑎𝑢𝑑𝑎𝑙 𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑡𝑎𝑟 (𝑚3/ℎ)

𝑣 = 𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑎𝑠𝑐𝑒𝑛𝑠𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙 (𝑚/ℎ)

Ecuación 113. Superficie de decantación.

Un valor usual, según la bibliografía, de este parámetro “v” para decantadores primarios de flujo

horizontal es 0,91 m/h. Sustituyendo todo queda:

𝑆 =2,174

0,91= 2,4 𝑚2

Ecuación 114. Superficie de decantación obtenida.

Como el decantador es circular, el diámetro será:

𝑆 =𝜋 ∗ 𝐷2

4⟶ 2,4 =

𝜋 ∗ 𝐷2

4⟶ 𝐷 = 1,75 𝑚

Ecuación 115. Diámetro del decantador.

2. Volumen de decantación

Para su cálculo, se usará la ecuación:

𝑉 = 𝑄 ∗ 𝑇𝑟 𝑑𝑜𝑛𝑑𝑒 {𝑉 = 𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑑𝑒 𝑑𝑒𝑐𝑎𝑛𝑡𝑎𝑐𝑖ó𝑛 (𝑚3)

𝑇𝑟 = 𝑇𝑖𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖ó𝑛 (ℎ)

Ecuación 116. Volumen de decantación.

Para decantación primaria, un valor típico del tiempo de retención es 2,6 h, por lo que el volumen del

decantador es:

𝑉 = 2,174 ∗ 2,6 = 5,66 𝑚3

Ecuación 117. Volumen del decantador.


- 67 -

Teniendo el volumen y la superficie de decantación, se puede obtener la altura (o profundidad) de la

siguiente forma:

𝑉 = 𝑆 ∗ 𝐻 ⟶ 𝐻 =𝑉

𝑆=5,66

2,4= 2,36 𝑚

Ecuación 118. Altura del decantador.

3. Dimensiones del decantador

Para concluir, y según los cálculos realizados, las dimensiones del decantador quedan:

{𝑉 = 5,66 𝑚3

𝐷 = 1,75 𝑚𝐻 = 2,36 𝑚

Ecuación 119. Dimensiones del decantador.

5.2. Dispositivos

1. Dimensiones de la zona de entrada

La bibliografía ofrece unas relaciones típicas entre las dimensiones del decantador y las de la zona de

entrada para decantadores circulares:

{

𝜙1𝜙= 0,1 ⟶ 𝜙1 = 0,1 ∗ 1,75 = 0,175 𝑚

ℎ1ℎ= 0,4 ⟶ ℎ1 = 0,4 ∗ 2,4 = 0,96 𝑚

Ecuación 120. Dimensiones de la zona de entrada.

donde: ▪ ϕ1= Diámetro del cilindro.

▪ ϕ= Diámetro del decantador.

▪ h1= Altura del cilindro desde el borde superior del decantador.

▪ h= Altura del decantador.

2. Vertedero de salida

𝑙 =𝑄

𝑉 𝑑𝑜𝑛𝑑𝑒

{

𝑙 = 𝑙𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑 𝑛𝑒𝑐𝑒𝑠𝑎𝑟𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑣𝑒𝑟𝑡𝑒𝑑𝑒𝑟𝑜 (𝑚)

𝑄 = 𝑐𝑎𝑢𝑑𝑎𝑙 𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑡𝑎𝑟 (𝑚3/ℎ)

𝑉 = 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑑𝑒 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑒𝑙 𝑣𝑒𝑟𝑡𝑒𝑑𝑒𝑟𝑜 (𝑚3/ℎ

𝑚)

Ecuación 121. Relación entre parámetros para el cálculo del vertedero de salida.

Según la bibliografía, un valor típico de “V” para decantadores primarios circulares es 9,5 m3/h/m. Por

tanto:

𝑙 =2,174

9,5= 0,23 𝑚

Ecuación 122. Longitud de vertedero.


- 68 -

3. Barrederas de fangos

Para el diseño de este dispositivo, son necesarios conocer 2 parámetros:

Vr= Velocidad lineal de las barrederas de fondo en el decantador.

Inclinación del fondo.

En decantadores circulares, la bibliografía ofrece las siguientes recomendaciones:

{𝑉𝑟 = 0,6 𝑚/𝑚𝑖𝑛

𝐼𝑛𝑐𝑙𝑖𝑛𝑎𝑐𝑖ó𝑛 = 2 − 8%

Ecuación 123. Parámetros de diseño para las rasquetas.

4. Caudal de fangos producidos

𝑄𝑓 =𝐾 ∗ 𝐶 ∗ 𝑄

106 ∗ 𝐶1

𝑑𝑜𝑛𝑑𝑒

{

𝑄𝑓 = 𝑐𝑎𝑢𝑑𝑎𝑙 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑓𝑎𝑛𝑔𝑜𝑠 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑖𝑑𝑜𝑠 (𝑚3/ℎ)

𝑄 = 𝑐𝑎𝑢𝑑𝑎𝑙 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑡𝑎𝑟 (𝑚3/ℎ)

𝐾 = 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑑𝑢𝑐𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑠ó𝑙𝑖𝑑𝑜𝑠 𝑒𝑛 𝑠𝑢𝑠𝑝𝑒𝑛𝑠𝑖ó𝑛 𝑒𝑛 𝑙𝑎 𝑑𝑒𝑐𝑎𝑛𝑡𝑎𝑐𝑖ó𝑛 (%)𝐶 = 𝑐𝑜𝑛𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑠ó𝑙𝑖𝑑𝑜𝑠 𝑒𝑛 𝑠𝑢𝑠𝑝𝑒𝑛𝑠𝑖ó𝑛 𝑒𝑛 𝑒𝑙 𝑎𝑔𝑢𝑎 𝑏𝑟𝑢𝑡𝑎 (𝑝. 𝑝.𝑚. )𝐶1 = 𝑐𝑜𝑛𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑓𝑎𝑛𝑔𝑜𝑠 𝑒𝑛 𝑙𝑎 𝑠𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎 𝑑𝑒 𝑝𝑢𝑟𝑔𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑑𝑒𝑐𝑎𝑛𝑡𝑎𝑑𝑜𝑟 (%)

Ecuación 124. Relación entre parámetros para el cálculo de Qf.

Siguiendo las recomendaciones y gráficas de la bibliografía se tomarán, para los 3 últimos parámetros,

los siguientes valores:

K= 80%

C= 1200 ppm

C1= 5%, valor típico para un decantador con poceta de fangos.

Resultando:

𝑄𝑓 =80 ∗ 1200 ∗ 2,174

106 ∗ 5= 0,042 𝑚3/ℎ

Ecuación 125. Caudal de fangos producidos.

5. Poceta de fangos

𝑉 = 𝑄𝑓 ∗ 𝑇𝑟 𝑑𝑜𝑛𝑑𝑒 {

𝑉 = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒𝑛 𝑑𝑒 𝑝𝑜𝑐𝑒𝑡𝑎 (𝑚3)

𝑄𝑓 = 𝑐𝑎𝑢𝑑𝑎𝑙 𝑚𝑒𝑑𝑖𝑜 𝑑𝑒 𝑓𝑎𝑛𝑔𝑜𝑠 𝑝𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑖𝑑𝑜𝑠 (𝑚3/ℎ)

𝑇𝑟 = 𝑡𝑖𝑒𝑚𝑝𝑜 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒𝑙 𝑓𝑎𝑛𝑔𝑜 𝑒𝑛 𝑝𝑜𝑐𝑒𝑡𝑎𝑠 (ℎ)

Ecuación 126. Relación de parámetros para el cálculo de V.

Para un decantador circular sin espesador, el valor típico de “Tr” es 2 horas. Por tanto, sustituyendo en

la ecuación:

𝑉 = 0,042 ∗ 2 = 0,084 𝑚3

Ecuación 127. Volumen de la poceta de fangos.

Memoria de Cálculo Cálculo de líneas

- 69 -

6. Cálculo de líneas

Se muestra una tabla con los resultados obtenidos, siguiendo el criterio de velocidades:

Nº de corriente Caudal

(m3/h)

Caudal

(m3/s)

Flujo

(kg/s)

Velocidad

(m/s)

Diámetro

interno (cm)

Diámetro

interno

(pulgadas)

4 + todas las

tuberías de la

zona de

almacenamiento

de agua

70,68 1,963*10-2

19,63 1,5 12,91 5,08

5, 6 35,34 9,817*10-3

9,817 1,5 9,13 3,59

7, 8 30,76 8,543*10-3

10,88 1 10,43 4,11

9 + todas las

líneas de la zona

de

almacenamiento

de producto

61,51 1,709*10-2

21,75 1 14,75 5,81

10 88,2 2,45*10-2 24,5 1,5 14,42 5,68

11, 12, 13, 14 44,1 1,225*10-2

12,25 1,5 10,20 4,02

15 88,2 2,45*10-2

24,5 1,5 14,42 5,68

16 5,22 1,45*10-3 1,45 1,5 3,51 1,38

17,20 2,17 6,028*10-4

0,6028 1,5 2,26 0,89

19 0,042 1,167*10-5

0,01517 0,1 1,22 0,48

21 0,031 8,611*106 8,6*10

-3 0,1 1,05 0,41

22 2,201 6,114*104 0,6114 1 2,79 1,10

Tabla 14. Cálculos teóricos.

Memoria de Cálculo Cálculo de líneas

- 70 -

Sin embargo, en la Norma ASME B31.3, vienen ya unos diámetros normalizados, por lo que en la práctica

se utilizarán las dimensiones que impone esta norma, lo que conlleva una modificación de las velocidades

de fluido:

Nº de corriente Caudal

(m3/h)

Caudal

(m3/s)

Flujo

(kg/s)

Velocidad

(m/s)

Diámetro

interno (cm)

Diámetro

interno

(pulgadas)

4 + todas las

tuberías de la

zona de

almacenamiento

de agua

70,68 1,963*10-2

19,63 1,08 15,24 6

5, 6 35,34 9,817*10-3

9,817 1,21 10,16 4

7, 8 30,76 8,543*10-3

10,88 1,05 10,16 4

9 + todas las

líneas de la zona

de

almacenamiento

de producto

61,51 1,709*10-2

21,75 0,94 15,24 6

10 88,2 2,45*10-2 24,5 1,34 15,24 6

11, 12, 13, 14 44,1 1,225*10-2

12,25 1,51 10,16 4

15 88,2 2,45*10-2

24,5 1,34 15,24 6

16 5,22 1,45*10-3 1,45 1,27 3,81 1 1/2

17, 20 2,17 6,028*10-4

0,6028 1,19 2,54 1

19 0,042 1,167*10-5

0,01517 0,37 0,64 1/4

21 0,031 8,611*106 8,6*10

-3 0,27 0,64 1/4

22 2,201 6,114*104 0,6114 1,21 2,54 1

Tabla 15. Parámetros definitivos.

Memoria de Cálculo Cálculo hidráulico de bombas

- 71 -

7. Cálculo hidráulico de bombas

Todas las bombas que forman parte del proceso son centrífugas y se diseñarán según lo descrito en el

apartado 10 de la memoria descriptiva, así como, las pérdidas de carga en las líneas, según el apartado 9.2.

Cada paquete de bombas está provisto de una bomba que estará en funcionamiento y otra parada, en

paralelo, que servirá de repuesto por si surge alguna avería en la primera; por lo que el par de bombas de

cada apartado serán exactamente iguales, en cuanto a diseño se refiere.


Fluido: Agua de proceso.

Propiedades del fluido: ▪ ρ= 1000 kg/m3.

▪ μ= 1135*10-6 kg/m*s

▪ T= 25 ºC.

▪ Psat(25 ºC)= 3169 Pa.

1. CÁLCULO DE PÉRDIDAS DE CARGA

1.1. Tramo de aspiración

- Líneas: L-03, L-04 y L-05.

- Accesorios: 3 codos 90º, 2 válvulas compuerta, 1 embocadura ordinaria.

- Diámetro interno: 6” = 0,1524 m.

- v= 1,08 m/s

ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 = 4𝑓 ∗(𝐿𝑇𝑢𝑏𝑒𝑟í𝑎 𝑅𝑒𝑐𝑡𝑎 + 𝐿𝑒𝑞𝑢𝑖𝑣𝑎𝑙𝑒𝑛𝑡𝑒)

𝐷∗𝑣2

2

Ecuación 128. Cálculo de hfaspiración.

LTR= 82,9 m.

Lequiv.: 3 codos 90º= 11,9 m; 2 válvulas compuerta= 2,13m; 1 embocadura ordinaria= 3,05m.

{𝑅𝑒 =

1000𝑘𝑔

𝑚3∗1,08

𝑚

𝑠∗0,1524 𝑚

1135∗10−6𝑘𝑔

𝑚∗𝑠

= 145015 ≈ 1,5 ∗ 105

𝜀

𝐷= 0,0003

⟹ 4𝑓 = 0,018

ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 = 0,018 ∗(82,9 + 17,1)

0,1524∗1,082

2= 6,89

𝑚2

𝑠2

Ecuación 129. Pérdidas tramo aspiración BB-1.


- 72 -

1.2. Tramo de impulsión

1.2.1. Tramo 1

- Líneas: L-06.

- Accesorios: 1 válvula compuerta, 1 válvula retención.


- v= 1,08 m/s

ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 1 = 0,018 ∗(21,9 + 13,27)

0,1524∗1,082

2= 2,43

𝑚2

𝑠2

Ecuación 130. Pérdidas tramo 1 impulsión BB-1.

LTR= 21,9 m.

Lequiv.: 1 válvula compuerta= 1,07 m; 1 válvula retención= 12,2 m.

4f= 0,018

1.2.2. Tramo 2

- Líneas: L-07 y L-08.

- Accesorios: 2 válvulas asiento, 1 estrechamiento (6”/4”), 1 te, 3 codos 90º.


- v= 1,21 m/s

ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 2 = 0,02 ∗(37,3 + 90,11)

0,1016∗1,212

2= 18,36

𝑚2

𝑠2


LTR= 37,3 m.

Lequiv.: 2 válvulas asiento= 74m; 1 estrechamiento= 0,9144m; 1 te= 6,1m; 3 codos 90º= 9,1m.

{𝑅𝑒 =

1000𝑘𝑔

𝑚3∗1,21

𝑚

𝑠∗0,1016 𝑚

1135∗10−6𝑘𝑔

𝑚∗𝑠

= 108314 ≈ 1,08 ∗ 105

𝜀

𝐷= 0,00045

⟹ 4𝑓 = 0,02

1.3. Pérdida de carga total

ℎ𝑓𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 = ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 + ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝𝑢𝑙𝑠𝑖ó𝑛 = 6,89 + (2,43 + 18,36) = 27,7 𝑚2

𝑠2

Ecuación 132. Pérdida de carga total.


- 73 -

2. CÁLCULO DEL NPSHd y NPSHr

Particularizando la ecuación 12 para este circuito en concreto, se obtiene que el NPSH disponible se

calcula:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =𝑃𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜𝜌

+ 𝑔 ∗ 𝑧𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜 − ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛−𝑃𝑣(25 º𝐶)

𝜌≥ 0

Ecuación 133. Cálculo NPSH disponible.

Puesto que la bomba está a cota 0 metros, se ha suprimido esta altura (zA) de la ecuación.

Sustituyendo:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =101300 𝑃𝑎

1000𝑘𝑔𝑚3

+ 9,8𝑚

𝑠2∗ 1,5 𝑚 − 6,89

𝑚2

𝑠2−3169 𝑃𝑎

1000𝑘𝑔𝑚3

≥ 105,9𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 10,8 𝑚

Ecuación 134. NPSH disponible BB-1.

Dado que el resultado es mayor que 0, se verifica la ausencia de cavitación. Finalmente, se calcula se

NPSH requerido:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟 ≤𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑1,2

⟶ 𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟 ≤10,8

1,2≤ 9 𝑚

Ecuación 135. NPSH requerido BB-1.

3. CÁLCULO DE LA ALTURA DE LA BOMBA

Si se particulariza la ecuación 9 para este caso, la ecuación de balance queda:

Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 𝑔 ∗ (𝑧𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 − 𝑧𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜) +𝑢𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟2

2+ ℎ𝑓𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿

Ecuación 136. Cálculo altura de la bomba.

Dado que tanto el depósito como el reactor están a presión atmosférica, el término de presiones se

anula, al igual que la velocidad del fluido del depósito, ya que está en reposo. Sustituyendo:

Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 9,8𝑚

𝑠2∗ (6,5 − 1,5) 𝑚 +

1,212

2 𝑚2

𝑠2+ 27,7

𝑚2

𝑠2= 77,43

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 7,9 𝑚

Ecuación 137. Altura de la bomba BB-1.

4. CÁLCULO DE LA POTENCIA

Pese a que las curvas que proporcionan los distintos fabricantes de bombas, dan la potencia de la

misma directamente; mediante el empleo de la ecuación 14 se obtienen resultados más precisos:

- Flujo: 19,63 kg/s.

- ηb= 77,5 %.


- 74 -

𝑃 =19,63

𝑘𝑔𝑠∗ 77,43

𝐽𝑘𝑔

0,775= 1961,2 𝑊

Ecuación 138. Potencia consumida por la bomba BB-1.


Fluido: Agua de reposición para torre de refrigeración.


▪ μ= 1135*10-6 kg/m*s

▪ T= 25 ºC.

▪ Psat(25 ºC)= 3169 Pa.



- Líneas: L-19.

- Accesorios: 2 válvulas compuerta, 1 embocadura ordinaria.

- Diámetro interno: 1 ½ ” = 0,0381 m.

- v= 1,27 m/s

ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 = 0,026 ∗(13 + 1,37)

0,0381∗1,272

2= 7,91

𝑚2

𝑠2


LTR= 13 m.

Lequiv.: 2 válvulas compuerta= 0,57m; 1 embocadura ordinaria= 0,8m.

{𝑅𝑒 =

1000∗1,27∗0,0381

1135∗10−6= 42632 ≈ 4,3 ∗ 104

𝜀

𝐷= 0,0015

⟹ 4𝑓 = 0,026


- Líneas: L-20.

- Accesorios: 1 válvula asiento, 1 válvula compuerta, 1 válvula retención, 3 codos 90º.

- Diámetro interno: 1 ½ ” = 0,0381 m.

- v= 1,27 m/s

ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝𝑢𝑙𝑠𝑖ó𝑛 = 0,026 ∗(143,7 + 20,62)

0,0381∗1,272

2= 90,43

𝑚2

𝑠2

Ecuación 140. Pérdidas tramo impulsión BB-3.

LTR= 143,7 m.

Lequiv.: 1 válv. asiento= 15m; 1 válv. compuerta= 0,28m; 1 válv. retención= 3,05m; 3 codos

90º= 2,29m.

4f= 0,026


- 75 -


ℎ𝑓𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 = ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 + ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝𝑢𝑙𝑠𝑖ó𝑛 = 7,91 + 90,43 = 98,34 𝑚2

𝑠2



Particularización:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =𝑃𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜𝜌

+ 𝑔 ∗ 𝑧𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜 − ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛−𝑃𝑣(25 º𝐶)

𝜌≥ 0


Sustituyendo:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =101300

1000+ 9,8 ∗ 7 − 7,91 −

3169

1000≥ 158,8

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 16,2 𝑚


Por último, el NPSH requerido es:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑟 ≤16,2

1,2≤ 13,5 𝑚



Ecuación de balance:

Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 𝑔 ∗ (𝑧𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒 − 𝑧𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜) +𝑢𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒2



Sustituyendo:

Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 9,8 ∗ (1,6 − 7) +1,272

2+ 98,34 = 46,22

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 4,7 𝑚



- Flujo: 1,45 kg/s.

- ηb= 55 %.

𝑃 =1,45 ∗ 46,22

0,55= 121,9 𝑊



- 76 -


Fluido: Agua de refrigeración.


▪ μ(Te)= 1001*10-6 kg/m*s; μ(Ts)= 653,3*10

-6 kg/m*s.

▪ Te= 20ºC; Ts= 40ºC.

▪ Psat(20 ºC)= 2339 Pa.



- Líneas: L-21.

- Accesorios: 2 válvulas compuerta, 2 codos 90º.


- v= 1,34 m/s

ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 = 0,018 ∗(17,2 + 10)

0,1524∗1,342

2= 2,88

𝑚2

𝑠2


LTR= 17,2 m.

Lequiv.: 2 válvulas compuerta= 2,2m; 2 codos 90º= 7,9m.

{𝑅𝑒 =

1000∗1,34∗0,1524

1001∗10−6= 204012 ≈ 2 ∗ 105

𝜀

𝐷= 0,0003

⟹ 4𝑓 = 0,018


1.2.1. Tramo 1

- Líneas: L-22.

- Accesorios: 1 válvula compuerta, 1 válvula retención, 2 codos 90º, 1 te.


- v= 1,34 m/s

ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 1 = 0,018 ∗(43,6 + 40,7)

0,1524∗1,342

2= 8,94

𝑚2

𝑠2


LTR= 43,6 m.

Lequiv.: 1 válv. compuerta= 1,08m; 1 válv. retención= 12,2m; 2 codos 90º= 7,9m; 1 te= 19,5m

4f= 0,018


- 77 -

1.2.2. Tramo 2


- Accesorios: 2 válvulas asiento, 1 codo 90º, 1 estrechamiento (6”/4”).


- v= 1,51 m/s

ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 2 = 0,02 ∗(62,4 + 77,65)

0,1016∗1,512

2= 31,43

𝑚2

𝑠2


LTR= 62,4 m.

Lequiv.: 2 válvulas asiento= 74m; 1 codo 90º= 2,75m; 1 estrechamiento= 0,9m.

{𝑅𝑒 =

1000∗1,51∗0,1016

1001∗10−6≈ 1,5 ∗ 105

𝜀

𝐷= 0,00045

⟹ 4𝑓 = 0,02

1.2.3. Serpentín

- Líneas: Serpentín 1 y Serpentín 2.

- Accesorios: 2 estrechamientos (4”/3”), 2 ensanchamientos (3”/4”).

- Diámetro interno: 3,1” = 0,0787 m.

- v= 2,6 m/s

ℎ𝑓𝑠𝑒𝑟𝑝𝑒𝑛𝑡í𝑛 = 0,019 ∗(162,72 + 2,8)

0,0787∗2,62

2= 135,1

𝑚2

𝑠2

Ecuación 151. Pérdidas en los serpentines.

LTR= 162,72 m.

Lequiv.: 2 estrechamientos= 1,6m; 2 ensanchamientos= 1,2m.

{𝑅𝑒 =

1000∗2,6∗0,0787

797,6∗10−6≈ 2 ∗ 105

𝜀

𝐷= 0,0006

⟹ 4𝑓 = 0,019

En este caso, se ha tomado la viscosidad del agua a la temperatura media de masa 30ºC.


- 78 -

1.2.4. Tramo 3


- Accesorios: 2 válvulas compuerta, 1 codo 90º, 1 ensanchamiento (4”/6”).


- v= 1,51 m/s

ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 3 = 0,02 ∗(62,4 + 6,25)

0,1016∗1,512

2= 15,41

𝑚2

𝑠2


LTR= 62,4 m.

Lequiv.: 2 válvulas compuerta= 1,4m; 1 codo 90º= 2,75m; 1 ensanchamiento= 2,1m.

{𝑅𝑒 =

1000∗1,51∗0,1016

653,3∗10−6≈ 1,5 ∗ 105

𝜀

𝐷= 0,00045

⟹ 4𝑓 = 0,02

Tanto en este tramo como en el siguiente, se toma la viscosidad del agua a 40 ºC.

1.2.5. Tramo 4

- Líneas: L-27.

- Accesorios: 1 válvula compuerta, 1 te.


- v= 1,34 m/s

ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 4 = 0,018 ∗(57,2 + 20,6)

0,1524∗1,342

2= 8,25

𝑚2

𝑠2


LTR= 57,2 m.

Lequiv.: 1 válvula compuerta= 1,08m; 1 te= 19,5m.

{𝑅𝑒 =

1000∗1,34∗0,1524

653,3∗10−6≈ 2 ∗ 105

𝜀

𝐷= 0,0003

⟹ 4𝑓 = 0,018


ℎ𝑓𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 = ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝. + ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝. = 2,88 + (8,94 + 31,43 + 135,1 + 15,41 + 8,25) = 202 𝑚2

𝑠2



- 79 -


Particularización:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =𝑃𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒𝜌

+ 𝑔 ∗ 𝑧𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒 − ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛−𝑃𝑣(20 º𝐶)

𝜌≥ 0


Sustituyendo:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =101300

1000+ 9,8 ∗ 1,4 − 2,88 −

2339

1000≥ 109,82

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 11,21 𝑚




1,2≤ 9,34 𝑚




Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 𝑔 ∗ (𝑧𝑒𝑛𝑡. 𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒 − 𝑧𝑠𝑎𝑙. 𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒) +𝑢𝑒𝑛𝑡. 𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒2



Sustituyendo:

Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 9,8 ∗ (6 − 1,4) +1,342

2+ 202 = 248

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 25,3 𝑚



- Flujo: 24,5 kg/s.

- ηb= 79 %.

𝑃 =24,5 ∗ 248

0,79= 7691,1 𝑊



- 80 -


Fluido: Agua procedente de la purga de la torre de refrigeración.


▪ μ= 1001*10-6 kg/m*s

▪ T= 20 ºC.

▪ Psat(20 ºC)= 2339 Pa.



- Líneas: L-28.

- Accesorios: 2 válvulas compuerta, 1 embocadura ordinaria.


- v= 1,19 m/s

ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 = 0,028 ∗(13,3 + 0,87)

0,0254∗1,192

2= 11,06

𝑚2

𝑠2


LTR= 13,3 m.

Lequiv.: 2 válvulas compuerta= 0,37m; 1 embocadura ordinaria= 0,5m.

{𝑅𝑒 =

1000∗1,19∗0,0254

1001∗10−6≈ 3 ∗ 104

𝜀

𝐷= 0,002

⟹ 4𝑓 = 0,028


- Líneas: L-29.



- v= 1,19 m/s

ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝𝑢𝑙𝑠𝑖ó𝑛 = 0,028 ∗(36,7 + 13,83)

0,0254∗1,192

2= 39,44

𝑚2

𝑠2


LTR= 36,7 m.


90º= 1,52m.

4f= 0,028


- 81 -



𝑠2



Particularización:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =𝑃𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒𝜌

+ 𝑔 ∗ 𝑧𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒 − ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛−𝑃𝑣(20 º𝐶)

𝜌≥ 0


Sustituyendo:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =101300

1000+ 9,8 ∗ 1,5 − 11,06 −

2339

1000≥ 102,6

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 10,5 𝑚




1,2≤ 8,72 𝑚




Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 𝑔 ∗ (𝑧𝑑𝑒𝑐𝑎𝑛𝑡𝑎𝑑𝑜𝑟 − 𝑧𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒) +𝑢𝑑𝑒𝑐𝑎𝑛𝑡𝑎𝑑𝑜𝑟2



Sustituyendo:

Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 9,8 ∗ (2,1 − 1,5) +1,192

2+ 50,5 = 57,1

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 5,8 𝑚



- Flujo: 0,6028 kg/s.

- ηb= 45 %.

𝑃 =0,6028 ∗ 57,1

0,45= 76,5 𝑊



- 82 -


Fluido: Solución N-20.


▪ μ= 1,96*10-3 kg/m*s

▪ T= 50 ºC.

▪ Psat(50 ºC)= 8591 Pa.



1.1.1. Tramo 1


- Accesorios: 2 válvulas asiento, 1 codo, 1 te, 2 embocaduras, 1 ensanchamiento (4”/6”).


- v= 1,05 m/s

ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 1 = 0,021 ∗(45,2 + 89)

0,1016∗1,052

2= 15,3

𝑚2

𝑠2

Ecuación 170. Pérdidas tramo 1 aspiración BB-9.

LTR= 45,2 m.

Lequiv.: 2 válvulas asiento= 74m; 1 codo= 2,9m; 1 te= 6,1m; 2 embocaduras= 4m; 1

ensanchamiento= 2m.

{𝑅𝑒 =

1273∗1,05∗0,1016

1,96∗10−3≈ 6,9 ∗ 104

𝜀

𝐷= 0,00045

⟹ 4𝑓 = 0,021

1.1.2. Tramo 2

- Líneas: L-11.

- Accesorios: 1 válvula compuerta, 3 codos 90º.


- v= 0,94 m/s

ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 2 = 0,02 ∗(22,6 + 13)

0,1524∗0,942

2= 2,06

𝑚2

𝑠2

Ecuación 171. Pérdidas tramo 2 aspiración BB-9.

LTR= 22,6 m.

Lequiv.: 1 válvula compuerta= 1,1m; 3 codos 90º= 11,9m.

{𝑅𝑒 =

1273∗0,94∗0,1524

1,96∗10−3≈ 9,3 ∗ 104

𝜀

𝐷= 0,0003

⟹ 4𝑓 = 0,02


- 83 -

1.1.3. Pérdidas totales en la aspiración

ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 = ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 1 + ℎ𝑓𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 2 = 15,3 + 2,06 = 17,36𝑚2

𝑠2



- Líneas: L-12, L-13 y L-14.



- v= 0,94 m/s

ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝𝑢𝑙𝑠𝑖ó𝑛 = 0,02 ∗(99,7 + 80,2)

0,1524∗0,942

2= 10,43

𝑚2

𝑠2


LTR= 99,7 m.


90º= 11,9m.

4f= 0,02



𝑠2



Particularización:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =𝑃𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟𝜌

+ 𝑔 ∗ 𝑧𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 − ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛−𝑃𝑠𝑎𝑡. 𝑆𝑜𝑙. 𝑁−20 (50 º𝐶)

𝜌≥ 0


Sustituyendo:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =101300

1273+ 9,8 ∗ 3,5 − 17,36 −

8591

1273≥ 89,77

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 9,16 𝑚




1,2≤ 7,6 𝑚



- 84 -



Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 𝑔 ∗ (𝑧𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜 − 𝑧𝑟𝑒𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟) +𝑢𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜2



Sustituyendo:

Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 9,8 ∗ (7 − 3,5) +0,942

2+ 27,8 = 62,54

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 6,4 𝑚




- ηb= 77 %.

𝑃 =21,75 ∗ 62,54

0,77= 1766,6 𝑊



- 85 -


Fluido: Solución N-20.


▪ μ= 1,96*10-3 kg/m*s

▪ T= 25 ºC.

▪ Psat(25 ºC)= 3045,6 Pa.



- Líneas: L-15, L-16 y L-17.

- Accesorios: 2 válvulas compuerta, 3 codos 90º, 1 embocadura.


- v= 0,94 m/s

ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛 = 0,02 ∗(60,8 + 17,2)

0,1524∗0,942

2= 4,5

𝑚2

𝑠2


LTR= 60,8 m.

Lequiv.: 2 válvulas compuerta= 2,2m; 3 codos 90º= 12m; 1 embocadura= 3m.

{𝑅𝑒 =

1273∗0,94∗0,1524

1,96∗10−3≈ 9,3 ∗ 104

𝜀

𝐷= 0,0003

⟹ 4𝑓 = 0,02


- Líneas: L-18.

- Accesorios: 2 válvulas compuerta, 1 válvula retención, 2 codos 90º.


- v= 0,94 m/s

ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝𝑢𝑙𝑠𝑖ó𝑛 = 0,02 ∗(100 + 22,4)

0,1524∗0,942

2= 7,1

𝑚2

𝑠2


LTR= 100 m.

Lequiv.: 2 válv. compuerta= 2,2m; 1 válv. retención= 12,2m; 2 codos 90º= 8m.

4f= 0,02



𝑠2



- 86 -


Particularización:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =𝑃𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜

𝜌+ 𝑔 ∗ 𝑧𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜 − ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝𝑖𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛

−𝑃𝑠𝑎𝑡. 𝑆𝑜𝑙. 𝑁−20 (25 º𝐶)

𝜌≥ 0


Sustituyendo:

𝑁𝑃𝑆𝐻𝑑 =101300

1273+ 9,8 ∗ 1 − 4,5 −

3045,6

1273≥ 82,5

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 8,4 𝑚




1,2≤ 7 𝑚




Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 𝑔 ∗ (𝑧𝑐𝑖𝑠𝑡𝑒𝑟𝑛𝑎 𝑐𝑎𝑚𝑖ó𝑛 − 𝑧𝑑𝑒𝑝ó𝑠𝑖𝑡𝑜) +𝑢𝑐𝑖𝑠𝑡𝑒𝑟𝑛𝑎 𝑐𝑎𝑚𝑖ó𝑛2



Sustituyendo:

Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 = 9,8 ∗ (3,5 − 1) +0,942

2+ 11,6 = 36,5

𝑚2

𝑠2 1/𝑔→ 3,7 𝑚




- ηb= 72 %.

𝑃 =21,75 ∗ 36,5

0,72= 1102,6 𝑊


Memoria de Cálculo Cálculo de válvulas de control

- 87 -

8. Cálculo de válvulas de control

Se procederá al cálculo de las válvulas de control que forman parte del proceso que, en este caso,

serán válvulas de asiento (o de globo).


Puesto que el agua de los depósitos se repone prácticamente a la misma velocidad con la que se extrae

a través de la bomba BB-1, se ha supuesto que la bomba que impulsa el agua hacia los depósitos será

de características similares. De forma que:

DATOS: ▪ D= 6”=0,1524 m ▪ hfimpulsión= 5,03 m2/s

2

▪ v= 1,08 m/s ▪ ∆Hbomba= 74,9 m2/s

2

▪ 4f= 0,018 ▪ F= 70,68 m3/h

▪ Leq,v= 55 m ▪ ρlíq= 1000 kg/m3

CÁLCULO DE ∆Pv:

ℎ𝑓𝑣 = 0,018 ∗55

0,1524∗1,082

2= 3,8

𝑚2

𝑠2

Ecuación 190. Pérdida de carga equivalente en VV-1.

Δ𝑃𝑣 = Δ𝐻𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 − (ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝 − ℎ𝑓𝑣) = 70,68 − (5,03 − 3,8) = 73,67𝑚2

𝑠2 ⟶ 0,727 𝑏𝑎𝑟

Ecuación 191. Caída de presión en VV-1.

DETERMINACIÓN DE Kv:

𝐾𝑣 =70,68

√0,727= 82,9

Ecuación 192. Coeficiente de caudal de VV-1.


- 88 -


DATOS: ▪ D= 4”=0,1016 m ▪ hfimp.= 20,79 m2/s

2

▪ v= 1,21 m/s ▪ ∆HBB-1= 77,43 m2/s

2

▪ 4f= 0,02 ▪ F= 35,34 m3/h

▪ Leq,v= 37 m ▪ ρ= 1000 kg/m3

CÁLCULO DE ∆Pv:

ℎ𝑓𝑣 = 0,02 ∗37

0,1016∗1,212

2= 5,33

𝑚2

𝑠2


En este caso, al encontrarse ambas válvulas en el mismo circuito, la caída de presión total en las dos

válvulas será:

2 ∗ Δ𝑃𝑣 = Δ𝐻𝐵𝐵−1 − (ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝 − 2 ∗ ℎ𝑓𝑣) = 77,43 − (20,79 − 2 ∗ 5,33) = 67,3𝑚2

𝑠2 ⟶ 0,664 𝑏𝑎𝑟

Ecuación 194. Caída de presión total.

Siendo la pérdida de carga en cada válvula:

Δ𝑃𝑣 =0,664

2= 0,332 𝑏𝑎𝑟



𝐾𝑣 =35,34

√0,332= 61,33



- 89 -


DATOS: ▪ D= 4”=0,1016 m ▪ hfaspiración= 17,36 m2/s

2

▪ v= 1,05 m/s ▪ ∆HBB-9= 62,54 m2/s

2

▪ 4f= 0,021 ▪ F= 30,76 m3/h

▪ Leq,v= 37 m ▪ ρ= 1273 kg/m3

CÁLCULO DE ∆Pv:

ℎ𝑓𝑣 = 0,021 ∗37

0,1016∗1,052

2= 4,22

𝑚2

𝑠2


Como en el caso anterior, las dos válvulas se encuentran en el mismo circuito, por lo que la caída de

presión total será:

2 ∗ Δ𝑃𝑣 = Δ𝐻𝐵𝐵−9 − (ℎ𝑓𝑎𝑠𝑝 − 2 ∗ ℎ𝑓𝑣) = 62,54 − (17,36 − 2 ∗ 4,22) = 53,62𝑚2

𝑠2 ⟶ 0,674 𝑏𝑎𝑟


Por tanto, en cada válvula:

Δ𝑃𝑣 =0,674

2= 0,337 𝑏𝑎𝑟



𝐾𝑣 =30,76

√0,3371,273

= 59,8



- 90 -


DATOS: ▪ D= 4”=0,1016 m ▪ hfimp.= 199,13 m2/s

2

▪ v= 1,51 m/s ▪ ∆HBB-5= 248 m2/s

2

▪ 4f= 0,02 ▪ F= 44,1 m3/h

▪ Leq,v= 37 m ▪ ρ= 1000 kg/m3

CÁLCULO DE ∆Pv:

ℎ𝑓𝑣 = 0,02 ∗37

0,1016∗1,512

2= 8,3

𝑚2

𝑠2


Al igual que antes:

2 ∗ Δ𝑃𝑣 = Δ𝐻𝐵𝐵−5 − (ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝 − 2 ∗ ℎ𝑓𝑣) = 248 − (199,13 − 2 ∗ 8,3) = 65,47𝑚2

𝑠2 ⟶ 0,646 𝑏𝑎𝑟


En cada válvula:

Δ𝑃𝑣 =0,646

2= 0,323 𝑏𝑎𝑟



𝐾𝑣 =44,1

√0,323= 77,6



- 91 -


DATOS: ▪ D= 1 ½ ”=0,0381 m ▪ hfimp.= 90,43 m2/s

2

▪ v= 1,27 m/s ▪ ∆HBB-3= 46,22 m2/s

2

▪ 4f= 0,026 ▪ F= 5,22 m3/h

▪ Leq,v= 15 m ▪ ρlíq= 1000 kg/m3

CÁLCULO DE ∆Pv:

ℎ𝑓𝑣 = 0,026 ∗15

0,0381∗1,272

2= 8,26

𝑚2

𝑠2


Δ𝑃𝑣 = Δ𝐻𝐵𝐵−3 − (ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝 − ℎ𝑓𝑣) = 36𝑚2

𝑠2 ⟶ 0,355 𝑏𝑎𝑟



𝐾𝑣 =5,22

√0,355= 8,76



DATOS: ▪ D= 1”=0,0254 m ▪ hfimp.= 39,44 m2/s

2

▪ v= 1,19 m/s ▪ ∆HBB-7= 57,1 m2/s

2

▪ 4f= 0,028 ▪ F= 2,17 m3/h

▪ Leq,v= 10 m ▪ ρlíq= 1000 kg/m3

CÁLCULO DE ∆Pv:

ℎ𝑓𝑣 = 0,028 ∗10

0,0254∗1,192

2= 7,81

𝑚2

𝑠2


Δ𝑃𝑣 = Δ𝐻𝐵𝐵−7 − (ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝 − ℎ𝑓𝑣) = 25,47𝑚2

𝑠2 ⟶ 0,251 𝑏𝑎𝑟



𝐾𝑣 =2,17

√0,251= 4,33



- 92 -


DATOS: ▪ D= 6”=0,1524 m ▪ hfimp.= 10,43 m2/s

2

▪ v= 0,94 m/s ▪ ∆HBB-9= 62,54 m2/s

2

▪ 4f= 0,02 ▪ F= 61,51 m3/h

▪ Leq,v= 55 m ▪ ρlíq= 1273 kg/m3

CÁLCULO DE ∆Pv:

ℎ𝑓𝑣 = 0,02 ∗55

0,1524∗0,942

2= 3,19

𝑚2

𝑠2


Δ𝑃𝑣 = Δ𝐻𝐵𝐵−9 − (ℎ𝑓𝑖𝑚𝑝 − ℎ𝑓𝑣) = 55,3𝑚2

𝑠2 ⟶ 0,695 𝑏𝑎𝑟



𝐾𝑣 =61,51

√0,6951,273

= 83,25


Memoria de Cálculo Dimensiones de los Cubetos

- 93 -

9. Dimensiones de los cubetos

Siguiendo las reglas referentes a los cubetos de retención de la Instrucción Técnica Complementaria

MIE-APQ-6: “Almacenamiento de líquidos corrosivos en recipientes fijos”, descritas en el apartado

5.2 de la memoria descriptiva:

Los recipientes fijos para almacenamiento de producto deberán disponer de un cubeto de

retención, que podrá ser común a varios recipientes.

La distancia mínima horizontal entre la pared mojada del recipiente y el borde interior de

la coronación del cubeto, será igual o superior a 1 m.

El fondo del cubeto tendrá una pendiente mínima del 1 %, de forma que todo el producto

derramado escurra rápidamente hacia el punto de recogida y posterior tratamiento de

efluentes.

La capacidad útil del cubeto será, como mínimo, igual a la capacidad del tanque de

almacenamiento.

Se diseñará el cubeto de retención común a los 3 depósitos de almacenamiento de Solución N-20,

tomando una altura de cubeto de 1 metro:

204 𝑚3 = 𝐴 ∗ 1 𝑚 ⟶ 𝐴 = 204 𝑚2⟹ {𝐿 ≈ 25 𝑚𝑊 ≈ 9 𝑚

Ecuación 214. Dimensiones del cubeto.

Se obtiene, por tanto, un cubeto rectangular de 25 m. de largo por 9 m. de ancho, que cubrirá

sobradamente la superficie requerida.

Hojas de Especificaciones de Equipos

- 94 -

HOJAS DE ESPECIFICACIONES DE EQUIPOS

- 95 -

HOJA DE DATOS DEPÓSITO ATMOSFÉRICO PARA ALMACENAMIENTO AGUA DE PROCESO

Denominación: DP-1 CASCO:

Presión de diseño: 1 bar Placas: 4 hileras

Temperatura de operación: 25 ºC 1800 mm de ancho de placa

Material: Acero inox. A240M, Tipo 304L. Espesor: 6 mm

Sobrespesor por corrosión: 1 mm Placa base: Espesor: 7 mm Ancho: 1800 mm

Capacidad de diseño: 115 m3 CUBIERTA:

Dimensiones: Tipo: Domo autosustentado

Diámetro: 4,5 m Radio: 3,6 m

Altura: 7,2 m Espesor: 5 mm

TUBULADURAS:

Tubuladura Servicio Diámetro Altura Orientación

B1 Venteo 4 in 8,2 m -

B2 Boca de hombre 24 in 7,2 m 315º

B3 Alim. reactores 6 in 5,7 m 45º

B4 Alim. torre refrig. 1 ½ in 0,5 m 0º


B6 Alim. depósito 6 in 6,7 m 180º

- 96 -

HOJA DE DATOS DEPÓSITOS ATMOSFÉRICOS PARA ALMACENAMIENTO AGUA DE PROCESO

Denominación: DP-2 y DP-3 CASCO:







Diámetro: 4,5 m Radio: 3,6 m


TUBULADURAS:




B3 Alim. reactores 6 in 5,7 m 45º


B5 Alim. depósito 6 in 6,7 m 180º

- 97 -

HOJA DE DATOS DEPÓSITOS ATMOSFÉRICOS PARA ALMACENAMIENTO SOLUCIÓN N-20

Denominación: DP-4, DP-5 y DP-6 CASCO:







Diámetro: 6 m Radio: 4,8 m


TUBULADURAS:




B3 Descarga S. N-20 6 in 6,2 m 0º


B5 Alim. depósito 6 in 7 m 135º

- 98 -

HOJA DE DATOS TORNILLOS SINFÍN

DENOMINACIÓN: TO-1 y TO-2

1-Servicio: Alimentación de nitrato amónico a los reactores. 4- Características tornillo:

Velocidad de rotación: 50 rpm

2- Características del sólido: Diámetro de tornillo: 61 cm

Sólido transportado: NH4NO3 Inclinación: 30º

Caudal (m3/h): 40,76 Longitud (m): 10

Flujo (kg/s): 13,07 Altura (m): 5

Densidad aparente (kg/m3): 1154 Rendimiento (%): 30

Diámetro medio de partícula: 2 mm Potencia (CV): 51,3

3- Características tolva:

Forma/tipo: Tronco de pirámide cuadrangular

Capacidad: 3,4 m3

Dimensiones: Base 1: 1x1 m

Base 2: 2,5x2,5 m

Altura: 1,05 m

- 99 -

HOJA DE DATOS REACTORES PARA PRODUCCIÓN DE SOLUCIÓN N-20

Denominación: RE-1 y RE-2 AGITADOR:

Capacidad de diseño: 6,54 m3 Tipo: Palas planas

Presión de operación: 1 bar Número de palas: 3

Temperatura de operación: 50 ºC Diámetro: 0,5 m

Material: Acero inox. A240M, Tipo 304L. Velocidad: 750 rpm

Espesor fondos: 8 mm SERPENTÍN DOBLE:

Espesor virolas: 6 mm Caudal de operación: 12,25 kg/s

Sobrespesor por corrosión: 3 mm Nº de espiras: 11

Dimensiones: Diámetro del conducto: 0,0779 m

Diámetro: 1,5 m Material: Acero inoxidable A-312-Grado 316L

Altura: 3,7 m Temperatura entrada agua: 20 ºC

TUBULADURAS: Temperatura salida agua: 40 ºC


B1 Salida agua serpentín 4 in 3,24 m 0º

B2 Entrada agua serp. 4 in 0,46 m 0º

B3 Descarga producto 4 in 0.15 m 135º

B4 Purga 6 in - -

B5 Entrada agua alim. 4 in 3,55 m 180º

- 100 -

HOJA DE DATOS TORRE DE REFRIGERACIÓN

DENOMINACIÓN: TR-1

1- Servicio: Enfriamiento del agua de refrigeración procedente de los reactores. 4-Superficie de transferencia:

Tipo: Relleno aleatorio

2- Condiciones de operación: Geometría: Anillos

Fluido: Agua Material: Plástico

Temperatura de entrada (ºC): 40 Flujo de agua (kg/m2*s): 1,76

Temperatura de salida (ºC): 20 Valor de Ky*a (kmol/h*m3*atm): 66

Temperatura húmeda del aire ambiente (ºC): 13,75 Sección de paso (m2): 13,94

Temperatura seca del aire ambiente (ºC): 20 Altura relleno (m): 3,577

Humedad relativa del aire ambiente (%): 50

Rango de enfriamiento (ºC): 20 5- Dimensiones de la torre:

Intervalo de aproximación (ºC): 6,25 Forma: Cuadrada

Área transversal (m2): 13,94

3-Caudales: Longitud del lado (m): 3,733

Caudal de operación de agua (kg/s): 24,5 Altura (m): 7,577

Caudal mínimo de aire (kg/s): 17,47

Caudal de operación de aire (kg/s): 21,27

Pérdidas: Evaporación (kg/s): 0,843

Arrastres (kg/s): 0,00245

Purga (kg/s): 0,6039

TOTAL (kg/s): 1,45

Aporte de agua (kg/s): 1,45

- 101 -

HOJA DE DATOS DECANTADOR

DENOMINACIÓN: DC-1

1-Servicio: Eliminación de sólidos en suspensión del agua de purga de la torre 3-Dimensiones:

DISPOSITIVOS

2-Características decantador: Cilindro de entrada de agua: Diámetro (m): 0,175

Tipo: Primario Altura (m): 0,96

Tipo de flujo: Horizontal Vertedero perimetral: Longitud (m): 0,23

Eliminación de fangos mediante: Rasquetas de arrastre Barrederas de fangos: Velocidad lineal (m/min): 0,6

Caudal de agua a tratar (m3/h): 2,17 Inclinación del fondo (%): 5

Caudal de fangos producido (m3/h): 0,042 Poceta central de fangos: Volumen (m

3): 0,084

Coeficiente de reducción de sólidos en suspensión (%): 80 DECANTADOR

Superficie de decantación (m2): 2,4

Volumen de decantación (m3): 5,66

Diámetro (m): 1,75

Altura (m): 2,36

- 102 -

HOJA DE DATOS CENTRIFUGADORA DE FANGOS

DENOMINACIÓN: CT-1

1-Servicio: Deshidratación de fangos del DC-1 3-Características del equipo: 4-Conexiones

Diámetro (mm): 250 Entrada: ¼ in

2-Caudales y condiciones de operación: Velocidad de rotación (rpm): 5500 Salida agua: ¼ in

Caudal de entrada (t/h)/(m3/h): 0,055/0,042 Fuerza g: 3493 Salida fangos: ¼ in

Caudal de salida de agua (t/h): 0,031 Rendimiento (%): 80

Caudal de salida fangos (t/h): 0,024 Potencia (kW): 4 5-Fabricante: Kingreat

Temperatura operación (ºC): 20 Protección anti-abrasión: Sí Modelo: PNX-409

Humedad lodo a la entrada (%): 70 Dimensiones (LxWxH) (mm): 2500x650x760

Humedad lodo a la salida (%): 31,8 Material: Acero inox.

- 103 -

HOJA DE DATOS BOMBA CENTRÍFUGA HORIZONTAL

DENOMINACIÓN: BB-1

1-Servicio: Impulsión de agua de proceso hacia reactores 5-Materiales:

Carcasa: Acero al C

2-Características del líquido: Rodete impulsor: Acero al C

Líquido impulsado: Agua

Temperatura del fluido (ºC): 25 6-Designación de la bomba:

Densidad a temperatura de bombeo (kg/m3): 1000 Nº de etapas:

1

Viscosidad a temperatura de bombeo (kg/m*s): 1135*10-6 Rendimiento en carga (%): 77,5

Presión de vapor a temperatura de bombeo (Pa): 3169 Potencia motor (kW): 1,96

Caudal mínimo (m3/h): 25

3-Caudales y presiones: R.P.M. en funcionamiento: 1450

Caudal a temperatura de bombeo (m3/h): 70,7 Sentido de giro: d

Presión de aspiración normal (bar): 1 Carcasa: Simple

Presión de descarga (bar): 1 Diámetro impulsor (mm): 173

Altura proporcionada (m): 7,9 NPSH requerido (m): 2,5

NPSH disponible (m): 10,8

7-Conexiones:

4-Accionamiento: Aspiración : 6 in

Integral o acoplado al eje: A Descarga: 6 in

Tipo de accionamiento: motor/turbina: Motor 4 polos

Accionamiento a ser suministrado por: Proveedor

Tensión (V): 380/400

F

Frecuencia (Hz): 50

Grado de protección: IP-55

- 104 -


DENOMINACIÓN: BB-3

1-Servicio: Impulsión de agua de reposición para torre de refrigeración 5-Materiales:

Carcasa: Acero al C





1

Viscosidad a temperatura de bombeo (kg/m*s): 1135*10-6 Rendimiento en carga (%): 55


Caudal mínimo (m3/h): 3,5







7-Conexiones:

4-Accionamiento: Aspiración : 1 ½ in

Integral o acoplado al eje: A Descarga: 1 ½ in




F

Frecuencia (Hz): 50


- 105 -


DENOMINACIÓN: BB-5

1-Servicio: Impulsión de agua de refrigeración 5-Materiales:

Carcasa: Acero al C





1










7-Conexiones:






F

Frecuencia (Hz): 50


- 106 -


DENOMINACIÓN: BB-7

1-Servicio: Impulsión de agua de purga de la torre hacia decantador 5-Materiales:

Carcasa: Acero al C





2



Caudal mínimo (m3/h): 0,8





Altura proporcionada (m): 5,8 NPSH requerido (m): 3


7-Conexiones:






F

Frecuencia (Hz): 50


- 107 -


DENOMINACIÓN: BB-9

1-Servicio: Impulsión de Solución N-20 hacia depósitos de almacenamiento 5-Materiales:

Carcasa: Acero inox.

2-Características del líquido: Rodete impulsor: Acero inox.

Líquido impulsado: Solución N-20



1

Viscosidad a temperatura de bombeo (kg/m*s): 1,96*10-3 Rendimiento en carga (%): 77









7-Conexiones:






F

Frecuencia (Hz): 50


- 108 -


DENOMINACIÓN: BB-11

1-Servicio: Impulsión de S. N-20 desde depósitos hacia camiones cisterna 5-Materiales:

Carcasa: Acero inox.

2-Características del líquido: Rodete impulsor: Acero inox.

Líquido impulsado: Solución N-20



1

Viscosidad a temperatura de bombeo (kg/m*s): 1,96*10-3 Rendimiento en carga (%): 72

Presión de vapor a temperatura de bombeo (Pa): 3045,6 Potencia motor (kW): 1,1





Presión de descarga (bar): 1 Diámetro impulsor (mm): 139,5

Altura proporcionada (m): 4 NPSH requerido (m): 2,75


7-Conexiones:






F

Frecuencia (Hz): 50


- 109 -

HOJA DE DATOS VÁLVULA DE REGULACIÓN AUTOMÁTICA

DENOMINACIÓN: VV-1, VV-2 y VV-3

1-Servicio: Control de la alimentación a los depósitos de agua. 5-Materiales:

Cuerpo de la válvula: Acero al Carbono A-106-Grado B

2-Tipo de válvula: De globo Partes internas: Acero inoxidable A-312-Grado 316L

3-Carasterísticas del fluido: 6-Designación de la válvula:

Sustancia: Agua Característica Kvs: 99,5

Temperatura del fluido (ºC): 25

Densidad (kg/m3): 1000 7-Conexiones:

Viscosidad (kg/m*s) 1135*10-6 Líneas: L-00 (VV-3), L-01 (VV-1) y L-02 (VV-2)

Diámetro de las líneas: 6 in

4-Caudales y presiones: Diámetro nominal válvula: 150 mm

Caudal nominal (m3/h): 70,68

Caída de presión en la válvula (bar): 0,727 8-Actuador: Neumático

Tipo: de diafragma/de pistón: Pistón

- 110 -


DENOMINACIÓN: VV-4 y VV-5

1-Servicio: Control de la alimentación de agua a los reactores. 5-Materiales:







Viscosidad (kg/m*s) 1135*10-6 Líneas: L-07 (VV-4) y L-08 (VV-5)






- 111 -



1-Servicio: Control de la descarga de producto de los reactores. 5-Materiales:

Cuerpo de la válvula: Acero inoxidable A-312-Grado 316L



Sustancia: Solución N-20 Característica Kvs: 71,8



Viscosidad (kg/m*s) 1,96*10-3 Líneas: L-09 (VV-8) y L-10 (VV-9)






- 112 -



1-Servicio: Control del caudal de agua de refrigeración. 5-Materiales:







Viscosidad (kg/m*s) 1001*10-6 Líneas: L-23 (VV-10) y L-24 (VV-11)






- 113 -


DENOMINACIÓN: VV-12

1-Servicio: Control de la alimentación de agua a la torre de refrigeración. 5-Materiales:







Viscosidad (kg/m*s) 1135*10-6 Línea: L-20

Diámetro de la línea: 1 ½ in





- 114 -


DENOMINACIÓN: VV-13

1-Servicio: Control de la alimentación al decantador. 5-Materiales:







Viscosidad (kg/m*s) 1001*10-6 Línea: L-29

Diámetro de la línea: 1 in





- 115 -


DENOMINACIÓN: VV-14, VV-15 y VV-16

1-Servicio: Control de la alimentación a los depósitos de Solución N-20. 5-Materiales:

Cuerpo de la válvula: Acero inoxidable A-312-Grado 316L



Sustancia: Solución N-20 Característica Kvs: 100



Viscosidad (kg/m*s) 1,96*10-3 Líneas: L-12 (VV-16), L-13 (VV-14) y L-14 (VV-15)






Especificaciones para Tuberías. Lista de Líneas.

- 116 -

ESPECIFICACIONES PARA TUBERÍAS. LISTA DE LÍNEAS

Se expondrán en este apartado, la lista de líneas de cada zona del proceso, para después, detallar las

especificaciones de cada tubería según las recomendaciones de la Norma ASME B31.3.

1. Zona de almacenamiento de agua:

Código Desde Hasta Sustancia Diámetro Especificación Flujo (kg/s) Temperatura (ºC)

L-00 L-00 DP-3 Agua 6’’ AA1 19,63 25

L-01 L-00 DP-1 Agua 6’’ AA1 19,63 25

L-02 L-00 DP-2 Agua 6’’ AA1 19,63 25

L-03 DP-1 L-05 Agua 6’’ AA1 19,63 25

L-04 DP-2 L-05 Agua 6’’ AA1 19,63 25

L-05 DP-3 BB-1 Agua 6’’ AA1 19,63 25

L-19 DP-1 BB-3 Agua 1 ½’’ AA2 1,45 25

2. Zona de reacción y agitación:


L-06 BB-1 L-07 Agua 6’’ AA1 19,63 25

L-07 L-06 RE-1 Agua 4’’ RA1 9,817 25

L-08 L-06 RE-2 Agua 4’’ RA1 9,817 25

L-09 RE-1 L-11 Solución N-20 4’’ RA2 10´88 50

L-10 RE-2 L-11 Solución N-20 4’’ RA2 10,88 50

L-11 L-10 BB-9 Solución N-20 6’’ RA3 21,75 50


- 117 -

3. Zona de almacenamiento de producto:


L-12 BB-9 DP-6 Solución N-20 6’’ RA3 21,75 50

L-13 L-12 DP-4 Solución N-20 6’’ RA3 21,75 50

L-14 L-12 DP-5 Solución N-20 6’’ RA3 21,75 50

L-15 DP-4 L-17 Solución N-20 6’’ RA3 21,75 25

L-16 DP-5 L-17 Solución N-20 6’’ RA3 21,75 25

L-17 DP-6 BB-11 Solución N-20 6’’ RA3 21,75 25

L-18 BB-11 Camiones

cisterna Solución N-20 6’’ RA3 21,75 25


- 118 -

4. Zona de refrigeración:

Código Desde Hasta Sustancia Diámetro Especificación Flujo

(kg/s)

Temperatura

(ºC)

L-20 BB-3 TR-1 Agua 1 ½’’ AA2 1,45 25

L-21 TR-1 BB-5 Agua 6’’ AA1 24,5 20

L-22 BB-5 L-23 Agua 6’’ AA1 24,5 20

L-23 L-22 RE-1 Agua 4’’ RA1 12,25 20

L-24 L-22 RE-2 Agua 4’’ RA1 12,25 20

L-25 RE-2 L-27 Agua 4’’ RA1 12,25 50

L-26 RE-1 L-27 Agua 4’’ RA1 12,25 50

L-27 L-26 TR-1 Agua 6’’ AA1 24,5 50

L-28 TR-1 BB-7 Agua 1’’ RF1 0,6028 20

L-29 BB-7 DC-1 Agua 1’’ RF1 0,6028 20

L-30 DC-1 CT-1 Fangos ¼’’ RF2 0,01517 25

L-31 DC-1 L-33 Agua 1’’ RF1 0,6028 20

L-32 CT-1 L-33 Agua ¼’’ RF3 8,611*10-3 25

L-33 L-32 Saneamiento Agua 1’’ RF1 0,6114 20

ESPECIFICACIONES PARA TUBERÍAS

Especificación Diámetro Espesor Material

AA1 6’’ Schedule STD Acero al carbono A-106-Grado B

AA2 1 ½’’ Schedule STD Acero al carbono A-106-Grado B

RA1 4’’ Schedule STD Acero al carbono A-106-Grado B

RA2 4’’ Schedule 40S Acero inoxidable A-312-Grado 316L

RA3 6’’ Schedule 40S Acero inoxidable A-312-Grado 316L

RF1 1’’ Schedule 160 Acero al carbono A-106-Grado B

RF2 ¼’’ Schedule 40S Acero inoxidable A-312-Grado 316L

RF3 ¼’’ Schedule 80 Acero al carbono A-106-Grado B

Mediciones y Presupuesto

- 119 -

MEDICIONES Y PRESUPUESTO

Mediciones y Presupuesto Apartado 1: Líneas

- 120 -

Concepto Designación Unidad Nº de uds. Precio/ud. Total

Línea de 6” de

diámetro L-00 Metros de línea 53,4 240 € 12.816 €

Línea de 6” de

diámetro L-01 Metros de línea 9 240 € 2.160 €

Línea de 6” de


Línea de 6” de


Línea de 6” de


Línea de 6” de


Línea de 6” de


Válvula de

compuerta de

6” de diámetro

- Ud. 7 80 € 560 €

Válvula de

retención de 6”

de diámetro

- Ud. 2 80 € 160 €

Línea de 4” de


Línea de 4” de

diámetro L-08 Metros de línea 2,6 160 € 416 €

Línea de 4” de


Línea de 4” de


Línea de 6” de


Línea de 6” de


Línea de 6” de


Línea de 6” de



- 121 -


Línea de 6” de


Línea de 6” de


Línea de 6” de


Línea de 6” de


Válvula de

compuerta de

6” de diámetro

- Ud. 11 80 € 880 €

Válvula de

retención de 6”

de diámetro

- Ud. 4 80 € 320 €

Línea de 1 ½ ”

de diámetro L-19 Metros de línea 16 60 € 960 €

Línea de 1 ½ ”

de diámetro L-20 Metros de línea 118,1 60 € 7.086 €

Línea de 6” de


Línea de 6” de


Línea de 4” de


Línea de 4” de


Línea de 4” de


Línea de 4” de


Línea de 6” de


Válvula de

compuerta de 1

½ ” de diámetro

- Ud. 5 30 € 150 €

Válvula de

retención de 1

½ ” de diámetro

- Ud. 2 30 € 60 €


- 122 -


Válvula de

compuerta de

4” de diámetro

- Ud. 2 50 € 100 €

Válvula de

compuerta de

6” de diámetro

- Ud. 6 80 € 480 €

Válvula de

retención de 6”

de diámetro

- Ud. 2 80 € 160 €

Línea de 1” de


Línea de 1” de


Línea de ¼ ” de

diámetro L-30 Metros de línea 6 10 € 60 €

Línea de 1” de


Línea de ¼ ” de


Línea de 1” de


Válvula de

compuerta de

1” de diámetro

- Ud. 6 15 € 90 €

Válvula de

retención de 1”

de diámetro

- Ud. 2 15 € 30 €

Válvula de

compuerta de

¼ ” de diámetro

- Ud. 3 10 € 30 €

TOTAL 214.655 €

Mediciones y Presupuesto Apartado 2: Equipos

- 123 -


Depósito atmosférico

para almacenamiento de

agua de proceso, 115 m3

DP-1 Ud. 1 30.000 € 30.000 €




DP-2 Ud. 1 30.000 € 30.000 €




DP-3 Ud. 1 30.000 € 30.000 €



Solución N-20, 204 m3

DP-4 Ud. 1 50.000 € 50.000 €




DP-5 Ud. 1 50.000 € 50.000 €




DP-6 Ud. 1 50.000 € 50.000 €

Tornillo sinfín con tolva

de alimentación para

suministro de nitrato

amónico al reactor

TO-1 Ud. 1 25.000 € 25.000 €

Tornillo sinfín con tolva

de alimentación para

suministro de nitrato

amónico al reactor

TO-2 Ud. 1 25.000 € 25.000 €

Reactor para Solución

N-20 provisto de

serpentín de

refrigeración, agitador y

células de pesaje

RE-1 Ud. 1 50.000 € 50.000 €

Reactor para Solución

N-20 provisto de

serpentín de

refrigeración, agitador y

células de pesaje

RE-2 Ud. 1 50.000 € 50.000 €

Torre de refrigeración TR-1 Ud. 1 40.000 € 40.000 €

Decantador de fangos DC-1 Ud. 1 20.000 € 20.000 €

Centrifugadora de fangos CT-1 Ud. 1 5.000 € 5.000 €

Mediciones y Presupuesto Apartado 2: Equipos

- 124 -


Bomba centrífuga

horizontal para

impulsión de agua al

reactor en zona de


BB-1 y BB-2 Ud. 2 2.500 € 5.000 €

Bomba centrífuga

horizontal para

impulsión de agua de

reposición a torre de

refrigeración en zona de


BB-3 y BB-4 Ud. 2 2.500 € 5.000 €

Bomba centrífuga

horizontal para


refrigeración en zona de

refrigeración

BB-5 y BB-6 Ud. 2 2.500 € 5.000 €

Bomba centrífuga

horizontal para


purga de la torre al

decantador en zona de

depuración

BB-7 y BB-8 Ud. 2 2.500 € 5.000 €

Bomba centrífuga

horizontal para

impulsión de S. N-20

hacia los depósitos en

zona de almacenamiento

de producto

BB-9 y BB-10 Ud. 2 2.500 € 5.000 €

Bomba centrífuga

horizontal para

impulsión de S. N-20

hacia camiones cisterna

en zona de

almacenamiento de

producto

BB-11 y BB-12 Ud. 2 2.500 € 5.000 €

TOTAL 485.000 €

Mediciones y Presupuesto Apartado 3: Instrumentación y Control

- 125 -


Válvula de regulación

automática para control

de nivel en depósito de

agua DP-1

VV-1 Ud. 1 2.000 € 2.000 €




agua DP-2

VV-2 Ud. 1 2.000 € 2.000 €




agua DP-3

VV-3 Ud. 1 2.000 € 2.000 €

Sensor/transmisor de

nivel en depósitos de

agua

- Ud. 3 450 € 1.350 €

Indicador visual de nivel

en depósitos de agua - Ud. 3 150 € 450 €

Controlador de nivel en

depósitos de agua - Ud. 3 600 € 1.800 €



de alimentación de agua

al reactor RE-1

VV-4 Ud. 1 2.000 € 2.000 €



de alimentación de agua

al reactor RE-2

VV-5 Ud. 1 2.000 € 2.000 €



de la descarga de sólidos

no disueltos en RE-1

VV-6 Ud. 1 2.000 € 2.000 €



de la descarga de sólidos

no disueltos en RE-2

VV-7 Ud. 1 2.000 € 2.000 €



de la descarga de

producto en RE-1

VV-8 Ud. 1 2.000 € 2.000 €



de la descarga de

producto en RE-2

VV-9 Ud. 1 2.000 € 2.000 €


- 126 -



peso para las células de

pesaje de los reactores

- Ud. 2 450 € 900 €

Indicador visual de peso

en células de pesaje - Ud. 2 150 € 300 €

Controlador de peso en

células de pesaje de los

reactores

- Ud. 2 600 € 1.200 €

Controlador de caudal de

agua de alimentación al

reactor

- Ud. 2 600 € 1.200 €

Controlador de velocidad

de rotación de tornillo

sinfín para regular alim.

de NH4NO3 al reactor

- Ud. 2 600 € 1.200 €


nivel bajo en el reactor - Ud. 2 450 € 900 €


bajo en el reactor - Ud. 2 150 € 300 €

Controlador de nivel bajo

en el reactor - Ud. 2 600 € 1.200 €



de caudal de agua de

refrigeración en RE-1

VV-10 Ud. 1 2.000 € 2.000 €




refrigeración en RE-2

VV-11 Ud. 1 2.000 € 2.000 €


temperatura en el reactor - Ud. 2 450 € 900 €

Indicador visual de

temperatura en el reactor - Ud. 2 150 € 300 €

Controlador de

temperatura en el reactor - Ud. 2 600 € 1.200 €




reposición en torre de

refrigeración

VV-12 Ud. 1 2.000 € 2.000 €


- 127 -




de caudal de entrada al

decantador

VV-13 Ud. 1 2.000 € 2.000 €


nivel para piscina de

torre de refrigeración

- Ud. 1 450 € 450 €


de la piscina de torre de

refrigeración

- Ud. 1 150 € 150 €

Controlador de nivel de

la piscina de torre de

refrigeración

- Ud. 1 600 € 600 €


nivel en el decantador - Ud. 1 450 € 450 €


en el decantador - Ud. 1 150 € 150 €


el decantador - Ud. 1 600 € 600 €




Solución N-20, DP-4

VV-14 Ud. 1 2.000 € 2.000 €





VV-15 Ud. 1 2.000 € 2.000 €





VV-16 Ud. 1 2.000 € 2.000 €


nivel en depósitos de

producto

- Ud. 3 450 € 1.350 €


en depósitos de producto - Ud. 3 150 € 450 €


depósitos de producto - Ud. 3 600 € 1.800 €


- 128 -



caudal en la impulsión de

bombas centrífugas

- Ud. 12 450 € 5.400 €

Indicador visual de

presión en la impulsión

de bombas centrífugas

- Ud. 12 150 € 1.800 €

Controlador de caudal en

la impulsión de bombas

centrífugas

- Ud. 12 600 € 7.200 €

Controlador de velocidad

de rotación del motor en

bombas centrífugas

- Ud. 12 600 € 7.200 €

TOTAL 72.800 €

Mediciones y Presupuesto Apartado 4: Obra Civil

- 129 -


Almacén de nitrato

amónico - m

2 1300 400 € 520.000 €

Cubetos de depósitos de

almacenamiento - m

2 225 250 € 56.250 €

Nave industrial - m2 1000 350 € 350.000 €

Bancadas y

cimentaciones de los

equipos

- - - - 289.000 €

Soportes de tuberías - - - - 42.931 €

TOTAL 1.258.181 €

Mediciones y Presupuesto Presupuesto Total

- 130 -

Concepto Total

Apartado 1: Líneas 214.655 €

Apartado 2: Equipos 485.000 €

Apartado 3: Instrumentación y Control 72.800 €

Apartado 4: Obra civil 1.258.181 €

TOTAL 2.030.636 €

Gastos Generales (15%) 304.595 €

Beneficio Industrial (6%) 121.838 €

I.V.A. (21%) 426.434 €

PRESUPUESTO TOTAL 2.883.503 €

Planos

- 131 -

PLANOS

Planos Diagrama de Tuberías e Instrumentos

- 132 -

Diagrama de Tuberías e Instrumentos

Planos Diagrama de Tuberías e Instrumentos

- 133 -

Planos Planos de Implantación Preliminar

- 134 -

Planos de Implantación Preliminar

Planos Plano General del Proceso Completo

- 135 -

Planos Plano General sin Almacén de Nitrato Amónico

- 136 -

- 137 -

BIBLIOGRAFÍA

- 138 -

BIBLIOGRAFÍA

Libros

NIELSSON, F. T. Manual of Fertilizer Processing. Colección: Fertilizer Science and Technology

Series, volumen 5. New York: Marcel Dekker, 1987. ISBN: 0-8247-5722-8*.

SAUCHELLI, V. Química y tecnología de los fertilizantes. México: Compañía Editorial Continental,

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Garceta, 2015. ISBN: 9788416228263.

PERRY, R.H., GREEN, D.W. y MALONEY, J.O. Manual del Ingeniero Químico. 7ª Edición, 4ª ed.

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en español. Volumen II. Madrid: McGraw-Hill, 2001. ISBN: 8448133439.

PERRY, R.H., GREEN, D.W. y MALONEY, J.O. Manual del Ingeniero Químico 7ª Edición, 4ª ed.

en español. Volumen III. Madrid: McGraw-Hill, 2001. ISBN: 8448133447.


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GRUPO DE TERMOTECNIA. Apuntes de la asignatura:“Transmisión de Calor”. Dpto. de

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CORONEL TORO, J.F. Colección de Tablas, Gráficas y Ecuaciones de Transmisión de Calor.

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NAVARRETE, B. Apuntes de la asignatura: “Ingeniería de Procesos”. Curso 2013-14.

CAÑADAS, L. y NAVARRETE, B. Apuntes de la asignatura: “Operaciones Básicas con Sólidos y

Fluidos”. Curso 2013-14.

VELÁZQUEZ, D. Apuntes de la asignatura: “Tecnología Energética”. Curso: 2014-2015.

Apuntes de la asignatura: “Operaciones de Separación”. Curso: 2014-15.

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Páginas Web

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http://www.boe.es/buscar/act.php?id=BOE-A-2006-15237

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Catálogo de rellenos estructurados: Structured Packings, Sulzer:

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Catálogo de rellenos aleatorios de plástico: Plastic random packings, Koch-Glitsch:

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Catálogo fabricante de bombas: http://www.pipesystem.bg/uploaded/files/103-catalogxxx-cx.pdf

Fabricante de la centrifugadora de fangos:

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