1. OPERACIONES QUE SE PUEDEN REALIZAR EN UNA TORRE DE RELLENO Operación
Ejemplos de aplicación Remoción de contaminantes del aire, eliminación de
Absorción física
olores. Absorción de dióxido de carbono-en carbono-en control control de emisiones y en el proceso Solvay.
Absorción química química
Absorción en procesos procesos de producción producción de acido nítrico, acido sulfúrico, cloro y fluoruro de hidrogeno. ecarbonatación de agua, despo!amiento de
Desorción
Destilación Extracción liquido – liquido Deshumidificación Enfriamiento
amoniaco. Rectificación al vacio de crudo. Separación de sustancias termol"biles. Separación de isotopos. Recuperación de compuestos org"nicos de corrientes acuosas. esalini#ación de agua. $lantas t%rmicas y nucleares. &nfriamiento de cloro gaseoso.
2. DIFERENCIA EXISTE ENTRE UN ABSORBEDOR ABSORBEDOR Y UN STRIPPING
Absorció !" #$s"s' (uando ) componentes de un gas son separados por el contacto con un lí*uido +en el *ue un componente es preferentemente soluble
D"sorció ó s%ri&&i# ' (uando ) componentes de un lí*uido son separados por el contacto con un gas.
'. PRINCIPALES PRINCIPALES TIPOS DE RELLENO
1. OPERACIONES QUE SE PUEDEN REALIZAR EN UNA TORRE DE RELLENO Operación
Ejemplos de aplicación Remoción de contaminantes del aire, eliminación de
Absorción física
olores. Absorción de dióxido de carbono-en carbono-en control control de emisiones y en el proceso Solvay.
Absorción química química
Absorción en procesos procesos de producción producción de acido nítrico, acido sulfúrico, cloro y fluoruro de hidrogeno. ecarbonatación de agua, despo!amiento de
Desorción
Destilación Extracción liquido – liquido Deshumidificación Enfriamiento
amoniaco. Rectificación al vacio de crudo. Separación de sustancias termol"biles. Separación de isotopos. Recuperación de compuestos org"nicos de corrientes acuosas. esalini#ación de agua. $lantas t%rmicas y nucleares. &nfriamiento de cloro gaseoso.
2. DIFERENCIA EXISTE ENTRE UN ABSORBEDOR ABSORBEDOR Y UN STRIPPING
Absorció !" #$s"s' (uando ) componentes de un gas son separados por el contacto con un lí*uido +en el *ue un componente es preferentemente soluble
D"sorció ó s%ri&&i# ' (uando ) componentes de un lí*uido son separados por el contacto con un gas.
'. PRINCIPALES PRINCIPALES TIPOS DE RELLENO
(. PRINCIPALES PRINCIPALES REQUERI)IENTOS DEL RELLENO DE UNA TORRE os principales re*uerimientos de los empa*ues son *ue estos deberían tener' •
Alta "rea interfasial interfasial de contacto lí*uido-gas. lí*uido-gas. &sto se cuantifica a trav%s del "rea superficial por unidad de volumen de empacado, a p *ue se define'
ap "rea superficial/volumen de empacado. •
&l valor de a p debe ser elevado debido a la estructura macroscópica +huecos
•
del empacado y no debido a la estructura microscópica interna +porosidad. (aracterísticas adecuadas de flu!o. ebe de ser capa# de mane!ar altos flu!os de
• • •
material con ba!as caídas de presión. 0uímicamente inerte. Resistencia estructural para mane!o e instalación. 1a!o costo.
1. *. TABLA LAS CARACTER+STICAS DE LOS DIFERENTES TIPOS DE RELLENO.
2.
2.
3.
3.
4. 5.
4. 5.
6. 7.
6. 7.
,.
,.
-. CONTACTO LIQUIDO GAS EN LAS TORRES DE RELLENO . 23. &l contacto li*uido 4 gas en una columna empacada es continua, no por etapas, como en una columna de platos. &l flu!o de li*uido cae hacia aba!o en la columna sobre el "rea de empa*ue y el gas o vapor, asciende en contracorriente, en la columna. &n algunas columnas de absorción de gases se usa corrientes en flu!o co-corriente. a performance de una columna empacada depende mucho del
mantenimiento de una buena distribución de lí*uido y gas a trav%s del lecho empacado, y esto es una consideración importante en el dise5o de columnas empacadas. 22.
12./. 0ELOCIDAD DE INUNDACION E I)PORTANCIA 1'. 26. &n una torre empacada con cierto tipo y tama5o de relleno y con un flu!o conocido de lí*uido, existe un límite m"ximo para la velocidad del flu!o de gas, llamado velocidad de inundación. L$ %orr" o &"!" o&"r$r co $ "3oci!$! !" #$s
s&"rior $ 4s%$. A velocidades gaseosas ba!as, el lí*uido fluye hacia aba!o a trav%s del empa*ue casi sin influencia por el flu!o ascendente de gas. A medida *ue se aumenta el gasto de gas +cuando se trata de velocidades ba!as, la caída de presión es proporcional al gasto a la potencia 2.7. Al llegar al gasto de gas llamado punto de carga, %ste comien#a a impedir el flu!o descendente de lí*uido y al mismo tiempo aparecen acumulaciones o piscinas locali#adas en el empa*ue. a caída de presión del gas comien#a a incrementarse a velocidades cada ve# mayores8 a medida *ue el gasto del gas aumenta, la acumulación o retención de lí*uido tambi%n aumenta. &n el punto de inundación el lí*uido ya no puede seguir fluyendo a trav%s del empa*ue y sale expulsado con el gas. &n la operación real de una torre, la velocidad del gas se mantiene por deba!o del punto de inundación. &ntonces la velocidad gaseosa económica óptima se aproxima a la mitad de la velocidad de inundación. &sta velocidad depende de un balance económico entre el costo de la energía y los costos fi!os del e*uipo &n algunas referencias se anali#an m%todos detallados de dise5o para predecir la caída de presión en diversos tipos de empa*ues. 29. 2:. 2;. 27.
1.,. DEFINICION DE 5ETP Y CALCULO )3. a altura de relleno e*uivalente a un plato teórico, <&=$, generalmente est" comprendida entre 2 y ) pies. os rellenos m"s pe*ue5os tienen valores menores de la <&=$, con frecuencia inferiores a 2,3 pies, pero su capacidad es menor y
generalmente no se utili#an en columnas grandes. a caída de presión por plato e*uivalente es generalmente menor para un plato perforado o de barboteo, lo cual constituye una importante venta!a cuando se opera a vacío. os valores de la <&=$ se pueden predecir, aproximadamente, a partir de la teoría y de los datos de absorción de gases. os valores de <&=$ y
y H OX ?tili#ando los datos para la absorción de @<, y ) en agua generalmente se obtienen valores para lí*uidos org"nicos, *ue tienen menores tensiones superficiales y *ue pueden dar lugar a una mayor "rea interfacial para un flu!o dado de lí*uido. Sin embargo, el funcionamiento de una columna de gran di"metro puede ser peor *ue el predicho a partir de ensayos en planta piloto debido a la dificultad de obtener una distribución uniforme del gas y el lí*uido )2. )). (ómo calcular la <&=$B )C. $ara determinadas composiciones en el tope y el fondo de la columna se calcula el @=$ a reflu!o total, )6.
5ETP 6 5 7 NTP
)9. &n este caso el rehervidor parcial no se considera. ):. a <&=$ depende de'
tipo y tama5o del empa*ue naturale#a fisico*uímica de los componentes de la me#cla flu!o del gas );. )7. )D. C3. C2.
33. C6. &stimaciones especiales en ausencia de datos 32.
•
•
&n ausencia de datos se puede aproximar <&=$ igual al di"metro de la columna +udEig, &. &., Applied process design for chemical and petrochemical plants. ) ed. Fulf $ub. (o. Gol.).
'-.. DEFINICION Y CALCULO DEL 5TU C;. ?n <=? corresponde a la altura de una unidad de transferencia. C7. ?na me!or aproximación al comportamiento real de una torre empacada se consigue por medio del concepto de unidad de transferencia, el cual se fundamenta en modelos de transferencia de masa entre fases, en contacto continuo. &l número de unidades de transferencia +@=? viene dado por ecuaciones de la forma' y 2
39.
∫ y ¿dy − y
NTU =
'
y 1
63. > la altura de una unidad de transferencia se calcula con expresiones tales como
62.
HTU =
Gm A T k OG ae P
'
6). 0ue exigen conocer el coeficiente global de transferencia y el "rea interfacial especifica efectiva, los cuales pueden calcularse con base en diversos m%todos de estimación y correlaciones *ue ofrece la literatura. 43. 44. 45. 46. 47.
18. )"s%r" #r$9ico s":$3$!o 3$s &$r%"s ; !is%ribció i%"r$ !" $ %orr" r"33"$.
48.
49.
*1.
*1.
12. D"%$33" 3os si#i"%"s c=3c3os &$r$ %orr"s r"33"$s !" $bsorció. *2. $. B$3$c" !" <$%"ri$. 53.
96. os balances en la sección marcada' 99. Kateria total' *-.
L$ > 0 6 L > 0$
9;. (omponente A'
97.
L$X$ > 0; 6 L? > 0$;$
9D. as ecuaciones de los balances globales de materia, basadas en las corrientes extremas, son'
:3. :2.
Kateria total'
L$ > 0b 6 Lb > 0$
:). (omponente A'
:C.
L$?$ >0b;b 6 Lb?b > 0$;$
64.
$. S"3"cció@ $rr"#3o ; %$<$:o !" "<&$" :9.
&n
general
se
recomienda
seleccionar un tamaño de empacado menor al 23J del di"metro de la columna. Se ha observado *ue en general, la eficiencia de transferencia de masa es similar para empacados del mismo tama5o. $or tanto, para una caída de presión +o inundación fi!a, o bien como el volumen de empacado es
π )/6 y el costo del empacado es proporcional al volumen' por lo *ue se concluye *ue conviene seleccionar a*uel empacado con menor (f. ::. $or e!emplo para pall rings'
-/.)$%"ri$3
-,. 79%'18
-. C9
/8.C9 8.*79%'
;C. ;2. Acero al carbón
;). 27.)
)
;6. 72.6
;;. ;9. $olipropileno
;:. 2C.2
)
;7. :9.9
72. ;D. Acero inoxidable 83.
73. 7:.)
)
7). C79.9
76. Arrelo de empaque. 79.
E<&$c$!os $3 $$r +random pacHing, donde las partículas de
empacado se encuentra distribuido en la columna totalmente al a#ar. &l dise5o particular de las partículas influye mucho en las características de transferencia de masa y caída de presión. 7:. 7;.
E<&$c$!os or!"$!os +regular pacHing, en donde la distribución
del empacado sigue un patrón definido dentro de la columna, especialmente dise5ado para lograr características adecuadas de flu!o y transferencia de masa. 77.
A una capacidad dada, los empa*ues estructurados ofrecen mayor "rea superficial especifica y por consiguiente mayor eficiencia. e igual forma, dada una eficiencia +igual "rea superficial específica el factor de empa*ue de los empa*ues estructurados es menor, lo *ue corresponde a una mayor capacidad. &n general los empa*ues estructurados tienen mayor eficiencia y capacidad y presentan menor caída de presión por plato teórico *ue los empa*ues al a#ar. Sin embargo, la eficiencia y la capacidad
de
los
empa*ues
estructurados
disminuyen
r"pidamente al aumentar la presión o la velocidad del lí*uido, con lo cual se reduce su venta!a sobre los empa*ues al a#ar. 7D. D3. D2. D). DC. D6. D9. D:. D;. D7. DD. 233.
$. R"3$ció G7L 3
101.
102. 103.
Relación gas liquido limitante
Relación gas-li*uido limitante' Relación entre los flu!os molares del
lí*uido y el gas. $or tanto, para un flu!o de gas dado, una reducción del flu!o de lí*uido da lugar a una disminución de la pendiente de la línea de operación. (onsid%rese la línea de operación ab de la Ligura .Supóngase *ue tanto la velocidad del gas como las concentraciones extremas x, y. e y, se mantienen constantes mientras *ue el flu!o de lí*uido L va disminuyendo. &l extremo superior de la línea de operación se despla#a en la dirección de la línea de e*uilibrio, y xb, la concentración del lí*uido concentrado, aumenta. a m"xima concentración del lí*uido concentrado y la mínima velocidad de flu!o del lí*uido posible se obtienen cuando la línea de operación !ustamente toca a la línea de e*uilibrio, tal como corresponde a la línea ab’ de la Ligura .$ara esta condición se necesita una altura infinita de la sección de relleno, toda ve# *ue la diferencia de concentración para la transferencia de materia se hace cero en el fondo de la torre. &n cual*uier torre real la velocidad del lí*uido tiene *ue ser mayor *ue este mínimo para conseguir la variación especificada en la composición del gas. &n una columna de absorción en contracorriente, la relación L/ es importante desde el punto de vista económico. Sin embargo, al utili#ar m"s cantidad de lí*uido se obtiene una disolución lí*uida m"s diluida,
de la *ue es m"s difícil recuperar el soluto por deserción o stripping. &l coste de la energía *ue se re*uiere para el stripping suele representar la parte m"s importante del coste total de la operación de absorción-stripping. &l flu!o óptimo de lí*uido para absorción se obtiene e*uilibrando los costes de operación de ambas unidades frente a los costes fi!os del e*uipo. &n general , el flu!o de lí*uido para un absorbedor deber" estar comprendido en el intervalo de 2.2 a 2.9 veces el flu!o mínimo. !"#$
$. 0"3oci!$! !" $bsorció. 239.
a velocidad de absorción se puede expresar de cuatro formas
diferentes utili#ando coeficientes individuales o globales basados en las fases gaseosa o lí*uida. $ara la mayor parte de los c"lculos se utili#an coeficientes volum%tricos debido a *ue es m"s difícil determinar los coeficientes por unidad de "rea, ya *ue para los fines de dise5o el c"lculo se centra generalmente en la determinación del volumen total del absorbedor. as ecuaciones sólo son estrictamente v"lidas para gases diluidos pero pueden utili#arse con poco error con me#clas con un contenido de hasta un 23 por 233 de soluto. a velocidad de absorción por unidad de volumen de la columna de relleno viene dada por cual*uiera de las siguientes ecuaciones, donde y y x se refieren a la fracción molar del componente *ue se absorbe '
18-.
23;.
r Hya+y - yi
237.
r Hxa+xi - x
23D.
r Mya+y 4 yN
223.
r Mxa+xN - x 111.
112. 11'. 11(. 11*.
$. A3%r$ !" 3$ %orr". 22:.
a altura re*uerida en una torre de absorción o eliminación de gas
depende
os e*uilibrios termodin"micos incluidos &l grado especificado de eliminación del soluto y del gas a eficiencia de transferencia de masa del e*uipo. 22;.
&stas mismas consideraciones se aplican tanto a una torre
empacada como de platos. 227.
os puntos 2 y) determina el numero de etapas teóricas +torres de
platos o unidades de transferencia +torre empacada re*ueridas. 22D.
&l punto C se obtiene con base en la eficiencia y el espaciamiento
de las bande!as +torres de platos 2)3.
$or lo general, las especificaciones para la eliminación del soluto se
obtienen a partir de consideraciones económicas 2)2.
a altura de la columna est" dada por la siguiente expresión en
relación al coeficiente de transmisión de materia de la fase gas y la composición del gas +en esta fase podríamos usar las presiones parciales para el c"lculo de @ F
122.
! " # $% &
%$12'. 2)6.
=ambi%n se puede expresar en función de los mismos par"metros
de la fase lí*uida'
12'.
! " # $L & $L
12-. 2);.
onde'
Fm y m Llu!o molar de gas o lí*uido por unidad de "rea de sección transversal a "rea interfacial por unidad de volumen
$ presión total (t concentración molar total y2 y y) fracción molar del soluto en el gas en el fondo y en el tope de la columna respectivamente
x2 y x) fracción molar del soluto en el li*uido en el fondo y en el tope de la columna, respectivamente
xe concentración del li*uido en e*uilibrio con la concentración del gas en cual*uier punto
ye concentración del gas en e*uilibrio con la concentración del li*uido en cual*uier punto 2)7. 2)D. 2C3. 2C2.
$ara el c"lculo de < F y < usamos las siguientes
expresiones, ya *ue las constantes M F y M deben ser determinadas experimentalmente para cada caso, y para cada tama5o de columna.
1'2.
1''. 2C6.
onde'
2C9.
m pendiente de la línea de e*uilibrio
2C:.
Fm/m pendiente de la línea de operación
2C;.
del gas y del lí*uido, respectivamente.
138.
1'. 1(8. 141. 142. 143. 144.
$. Di=<"%ro !" 3$ %orr" ; c$!$ !" &r"sió. 269. 1().
i+ando una cada de presión.
147.
1. Determinar la razón de flujos (L/G) en unidades másicas. ρ G
148.
26D.
ρ L −¿ ρ L √ ¿ G
G
2. Calcular el factor
en unidades m"sicas.
C. &scoger el valor de O$/P deseada. &ste valor puede modificarse
al determinar la O$ total de la columna. Se recomienda' 293.
3.39-3.2 in<)/ft para operaciones al vacío,
292.
3.)- 3.6 in<)/ft para operaciones alrededor de la presión
atmosf%rica 29).
2.3-2.9 in<)/ft para operaciones a alta presión.
29C.
4. ?tili#ando la figura de caída de presión u otra similar, con el
ρ G factor
ρ L −¿ ρ L √ ¿ G
G
determinar el valor de la ordenada >.
14.
. (alcular el flu!o de gas por unidad de "rea L −¿ ρG ρ¿ g c
299.
¿
1/ 2
Y ρG ¿
¿ G =¿ ^
¿
√
4 G
1!.
!. eterminar el di"metro D
1'-.
i+ando un de inundación.
297.
&n este caso el procedimiento se modifica en los pasos C, 6 y 9 a'
π G ^
ρ G 159.
2:3.
ρ L −¿ ρ 3. ?tili#ando la figura :.C6 u otra similar con el factor L √ ¿ G
G
y ba!o condiciones de inundación, determinar el valor de la ordenada > f
2:2.
6. (alcular el flu!o de gas de inundación por unidad de "rea
L −¿ ρG ρ¿ g c
2:).
¿
1/ 2
Y ρG ¿
¿ G =¿ ^
2:C.
9. eterminar el flu!o de gas de operación como un porcenta!e del
flu!o de gas de inundación
2:6.
G " (#$%8#$)Gf
1'.D"%$33" 3os si#i"%"s c=3c3os " $ %orr" r"33"$ !" D"sorció. 1-*. $. B$3$c" !" <$%"ri$
2::. 2:;.
Kateria total'
L $ > 0 b 6 Lb > 0 $
2:7.
(on respecto al soluto'
L$?$ >0b;b 6 Lb?b > 0$;$
2:D.
b. R"3$ció G7L 2;3.
Al igual *ue con la absorcion, hay un mínimo de F/ necesario para
alcan#ar la separación deseada, &n operación típica de un desorbedor, la velocidad del gas o vapor de agua es elegida para ser !usto por encima del mínimo.
c. A3%r$ !" 3$ %orr". 2;2.
a altura de la columna de strippin puede calcularse a partir del
número de
unidades de transferencia y la altura de una unidad de
transferencia, utili#ando las mismas ecuaciones *ue para la absorción. (on frecuencia la atención se ti!a en la concentración de la fase lí*uida, y se
H Ox
utili#an @o, y
Z = H Ox N Ox = H Ox
172.
d x
∫ x¿− x
173.
2;6.
H Ox = H x +
$ara
175.
176.
d x
∫ x ¿− x
N Ox =
177.
!. Di=<"%ro !" 3$ %orr".
1/,.
Δ p Z
=0.25 a 0.5
pulg H 2 O pie de empaque
L M mG M
H y
1(. )"s%r" 3os #r=9icos !" corr"3$ció !" "3oci!$! !" 93Ho ; c$!$ !" &r"sió@ C$!$s %&ic$s !" &r"sió@ ; F$c%or"s !" r"33"o " s"r= !" %i3i!$! " "3 !is":o.
179.
180.
181.
Itar desbordarse.
181.
Itar desbordarse.
1,2. 27C.
EH"<&3o !" Dis":o !" $ co3<$ !" r"33"o
?na torre rellena con anillos cer"micos de 2 pulg +)9,6 mm ha de
construirse para tratar )9 333 pie C +;37 mC de gas de entrada por hora. &l contenido de amoníaco en el gas *ue entra es del ) por 233 en volumen. (omo absorbente se utili#a agua exenta de amoníaco. a temperatura es de :7 QL +)3 Q( y la presión es de 2 atm. a relación entre el flu!o de gas y el flu!o de lí*uido es de 2 b de gas por libra de lí*uido. 276.
+a Si la velocidad del gas es la mitad de la velocidad de inundación, cu"l
ha de ser el di"metro de la torreB 279.
+b cu"l es la caída de presión si la sección de relleno tiene )3 pies +:.2
m de alturaB
1,-.
1,2. 27C.
EH"<&3o !" Dis":o !" $ co3<$ !" r"33"o
?na torre rellena con anillos cer"micos de 2 pulg +)9,6 mm ha de
construirse para tratar )9 333 pie C +;37 mC de gas de entrada por hora. &l contenido de amoníaco en el gas *ue entra es del ) por 233 en volumen. (omo absorbente se utili#a agua exenta de amoníaco. a temperatura es de :7 QL +)3 Q( y la presión es de 2 atm. a relación entre el flu!o de gas y el flu!o de lí*uido es de 2 b de gas por libra de lí*uido. 276.
+a Si la velocidad del gas es la mitad de la velocidad de inundación, cu"l
ha de ser el di"metro de la torreB 279.
+b cu"l es la caída de presión si la sección de relleno tiene )3 pies +:.2
m de alturaB
1,-. 1,/.
So3ció
277.
ensidad del gas'
27D.
$eso molecular del aire' +3.)2TC) U +3.;DT)7 )7.76 )D g/mol
2D3.
$eso molecular de amoniaco' 2; g/mol
2D2.
$eso molecular del gas *ue entra' +)DT3.D7 U +2;T3.3) )7.;:
ensidad del gas'
ρ=
´ P PM RT
192. 28.76
ρ y =
l " 14.7 p#ia lm!l
3
pie " p#ia 10.73 " ( 460 + 68 ) $ R lm!l" $ R 3
ρ y =62.3 l / pie
193.
ensidad del li*uido' +agua 194.
Fravedad especifica 2
G #=
ρ L ρ H O 2
195.
ρ x =1 " 62.5 l / pie
2D:.
ρ x =62.5 l / pie
Giscosidad'
3
3
V 2(p
2D;.
Lactor de proporcionalidad de la ley de @eEton' 198.
gc =32.174
199.
pie % l 2
l & % '
$ara anillos cer"micos de 2pulg' ( p =155 ) ( *ala 22.1 − pag .719 Mc +ae )
)33.
( )√ G x G y
ρ y =1. ρ x − ρ y
√
0.07462 62.5
−0.07462
=0.0346
)32.
e la figura )).6' +Kc (abe-p"g. ;)) con una línea de inundación de ).
)3).
&n la mayoría de las torres rellenas con anillos o monturas, la carga suele
comen#ar para una caída de presión del orden de 3.9 pulg de agua por pie de empa*ue, y la velocidad de inundación se presenta para una caída de presión comprendida entre ) y C pulg de agua por pie de empa*ue.
)3C.
ρ gc (¿ ¿ x − ρ y ) ρ y =0.19 2
G y ( p , x
0.1
¿
)36.
)39.
√
G y =
0.19 " 32.174 " 0.07462 (62.5 −0.07462 )
G y =0.428
0.1
155 " 1
l 2
pie %#eg
