O PERACIÓN NINA

Cuando se procede a cambiar la forma de operación del reactor de un caso adiabático a un reactor NINA (ni isotérmico ni adiabático) aparece en el balance de energía el término de transferencia de calor entre el reactor y el exterior, tal como se presentó al comienzo de esta sección.

El nuevo término en el balance de energía agrega dos nuevas variables al sistema de ecuaciones por lo que resulta necesario definirlas. Estas nuevas variables son la temperatura de camisa y el coeficiente global de transferencia de calor.

El coeficiente global de transferencia de calor queda definido en función de los fluidos que circulan a ambos lados del reactor, mientras que la temperatura de camisa se define en función de las necesidades de refrigeración o calefacción del sistema.

El fluido calefactor mayormente utilizado es el vapor de agua saturado a diferentes presiones ya que posee una gran capacidad de transferir calor al sistema cuando condensa y a su vez la temperatura del fluido puede suponerse constante en la mayoría de los casos. Esto se debe a que el calor de vaporización del agua es muy elevado por lo que puede entregar una gran cantidad de energía cambiando de fase vapor a fase líquida de forma isotérmica.

El coeficiente global de transferencia de calor se puede calcular de la siguiente forma:

1 U= 1

h₁+ 1 h₂

Con ℎ₁y ℎ₂ los valores de los coeficientes de convección de los fluidos de proceso y servicio respectivamente.

En principio, se intentó estimar el valor del coeficiente ℎ₁, correspondiente a la mezcla reactiva que circula por el interior del lecho relleno. Por esta razón debe emplearse una correlación particular para esta condición de flujo y geometría. Sin embargo, el coeficiente se encuentra correlacionado en función del número de Nusselt, que a su vez depende del valor del número de Prandlt (Pr). Para calcular correctamente Pr se necesita estimar la conductividad térmica de la mezcla reactiva, y dado que no se logró encontrar ningún valor en literatura, se prefirió tomar el valor de los coeficientes peliculares para el caso en que se intercambia calor entre un aceite y un vapor de las tablas de Cao [6]. Se tomó un valor de h_vapor= 9000 ^W

m².K y h_aceite= 420 ^W

m².K. A partir de estos coeficientes de convección se

Capítulo 5:154 obtiene un valor de U = 400 ^W

m².K, donde se identifica que la resistencia controlante de la transferencia de calor se encuentra del lado del aceite, al que le corresponde el menor valor de h.

Teniendo en cuenta el perfil de temperatura adiabático, el cual muestra un descenso en la temperatura debido a la reacción, y el coeficiente de transferencia de calor, se adoptó como valor de temperatura de camisa la temperatura deseada para la operación del reactor de modo tal que el sistema retorne a su valor de temperatura inicial. Dicha temperatura es de 210ºC, y para que el vapor se encuentre saturado debe tener una presión de 19,08 bar.

En el caso que se utilicen temperaturas de camisa superiores a la de alimentación para minimizar la disminución de la temperatura producida por la reacción, se puede llegar a superar la temperatura de operación deseada, lo cual podría generar problemas al trabajar con un compuesto cercano a la temperatura de ebullición como lo es el metanol. Hay que considerar que un aumento de 5 o 10 grados puede ser suficiente para que se produzca el cambio de fase. Por este motivo se evita utilizar temperaturas mayores a la de alimentación en el fluido de servicio.

A efectos de visualizar los resultados de emplear vapor como fluido de calefacción se consideran dos casos. Primeramente, se plantea un intercambio de calor con una geometría de tipo doble tubo donde el vapor encamisa al reactor, el cual consta de un único tubo largo de 125 m. Se obtiene los perfiles de concentración y temperatura presentados en la Figura 5-7.

A continuación, se considera una configuración de reactor alternativa, en que se emplean 6 tubos de 12 cm de diámetro en lugar de un único tubo de 28,9 cm. De esta manera, se logra incrementar el área de transferencia y se espera que mejore el intercambio de calor entre el vapor y el medio de reacción. Los resultados de la simulación se presentan también en la Figura 5-7. En esta oportunidad la caída de temperatura se acota a menos de 2,5ºC, lo cual da cuenta de que el aumento del área disponible para la transferencia de calor redunda en una mejor calefacción. En esta geometría de reactor, todos los tubos que componen al reactor podrían ubicarse dentro de una misma coraza, e incluso considerarse varios pasos dentro de una misma coraza para así lograr reducir la extensión del reactor de 125 m. A priori, cinco pasos de 25 metros, con 6 tubos en cada paso, parecería ser suficiente para alojar al reactor.

La disponibilidad de equipos de estas características, que pueden resistir la presión de 50 bar en el interior del reactor y de 19 bar en la coraza será considerada más adelante, pero en principio resultaría ser una configuración razonable.

Capítulo 5:155

Figura 5-7: perfiles de concentración y temperatura en la reacción de transesterificación, a 210ºC de Tinicial y 50 bar. Se calefacciona con una camisa de vapor saturado a una temperatura de 210ºC y presión de 19,08 bar. Simulación numérica.

Capítulo 5:156