Diseño de Torres de Absorción

8/17/2019 Diseño de Torres de Absorción

1/32

DISEÑO DE EQUIPOS DE ABSORCIÓN PARA LA PRODUCCIÓN DEHIELO SECO A PARTIR DE DIÓXIDO DE CARBONO

PRESENTADO POR:

SASHA ESPINOSAANDREA GUAJE URBINA

CATHERIN PARDO MARTINEZ

PRESENTADO A:NESTOR ARIEL ALGECIRA ENCISO

UNIVERSIDAD NACIONAL DE COLOMBIA

SEDE BOGOTÁFACULTAD DE INGENIERÍA

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUÍMICA Y AMBIENTALTRANSFERENCIA DE MASA

2!"


2/32

! T#$%# &' ()*+'*,&)

!- CONDICIONES DE OPERACIÓN------------------------------------------------------2

2- CONDICIONES T.CNICAS--------------------------------------------------------------/

2-!- LÍNEA DE EQUILIBRIO-----------------------------------------------------------------/

2-2- LÍNEA MÍNIMA DE OPERACIÓN----------------------------------------------------/

2-/- LÍNEA DE OPERACIÓN----------------------------------------------------------------"

!-CONDICIONES DE OPERACIÓN


3/32

Se requiere construir para una planta de fabricación de hielo seco una torre que

funciona bajo el mecanismo de absorción, para el lavado de un gas de caldera

producido al quemar coque, con un contenido de 30% CO2, !,"% O2, ##,3% $2

con una solución al 30% en ono&tanolamina '&() a 2#*C en la entrada, que se

recircula a trav+s de un desorbedor, con un contenido de 0,0# moles CO2-molesde solución. Se indica que gas que abandona la torre debe contener ,#% de

CO2, bajo la consideración de una operación isot+rmica.

/as presiones parciales del ió1ido de Carbono sobre soluciones acuosas de

ono&tanolamina '30% en peso) son

Presión parcial CO2(mmHg)

Mol de CO2 / Mol sln

5,6 0,05812,8 0,06

29 0,062

56 0,064

98,7 0,066

155 0,068

232 0,07Tabla 1. Datos de mol de CO2/mol solución presiones parciales

2-CONDICIONES DE T.CNICAS

ara el dise4o de las torres de absorción es importante conocer las l5neas de

equilibrio, m5nima de operación 6 la l5nea de operación.

2-!- L0*'# &' '1,%,$3,)

Se dise4a la curva de equilibrio de fases para el CO2 a partir de los datos

suministrados 'tabla ), en donde a partir de las moles iniciales del dió1ido de

carbono se hallan las moles de l5quido en base libre

X = x

1− x(1)


4/32

ara determinar la fracción molar en fase gasosa del CO2 se utili7a la le6 de

altón de presiones parciales 6 conociendo que el proceso ocurre a ,2 atm.

yCO2= PiCO2

P (2)

e igual manera para hallar las fracciones molares del gas en base libre

Y = y

1− y (3)

!"#$% D$ $&'!*O

Presión parcial CO2 (mmHg) + CO2 , CO2 CO2 - CO25,6 0,058 0,0616 0,0061 0,0062

12,8 0,06 0,0638 0,0140 0,0142

29 0,062 0,0661 0,0318 0,0328

56 0,064 0,0684 0,0614 0,065498,7 0,066 0,0707 0,1082 0,1214

155 0,068 0,0730 0,1700 0,2048

232 0,07 0,0753 0,2544 0,3412Tabla 2. !nea de euilibrio

2-2- L0*'# 40*,4# &' )5'3#(,6*

/a l5nea minima de operación se constru6e a partir de los datos de iniciales

especificados en las condiciones de operación '30% CO2, !,"% O2, ##,3% $2),

mediante la ecuación 3 se establece la fracción del gas en base libre al inicio de la

operación de igual forma para la salida con CO2 del ,#%.

&l valor inicial de l5quido en base libre se determinó anteriormente ' X CO2: 0,088),

para el valor final se utili7a la ecuación de la lineali7ación e1ponencial de la l5nea

de equilibrio

Y =1∗10−10

e292,01 X

X =ln (1∗10−10 )

292,01


5/32

X =0,076

!"#$% OP$*%TO*%M"#M%

! 2

, 0,0616 0,0760

- 0,0152 0,4286Tabla 0. !nea mnima de operación

/a ecuación de lineali7ación para la l5nea m5nima operatoria es

Y =28.744 X −1,7546

onde podemos determinar que la pendiente de la l5nea m5nima operatoria es

mmín= Ls

G smín=28.744

2-/- L0*'# &' )5'3#(,6*

&l valor final de X se ha6a mediante la ecuación de lineali7ación, conociendo que

Y =mX +b

onde m= Ls

Gs

Seg9n la especificación, /s-:s debe ser ,2 veces ma6or que la pendiente la l5nea

m;nima de operación, por lo cual

Ls

G s=1,2

Ls

Gs min=34.4928

Con el valor de la pendiente, m, los valores de


6/32

!"#$% OP$*%TO*% ! 2 , 0,0616 0,0736

- 0,0152 0,4286Tabla . !nea de operación

Con los datos anteriores se constru6e la gr>fica de condiciones t+cnicas

0.0600 0.0620 0.0640 0.0660 0.0680 0.0700 0.0720 0.0740 0.0760 0.0780

0.0000

0.0500

0.1000

0.1500

0.2000

0.2500

0.3000

0.35000.4000

0.4500

0.5000

f(x) = 34.49x - 2.11f(x) = 28.74x - 1.75f(x) = 0 exp( 292.01 x )

CONDICIONES T.CNICAS

Línea de equilibi! "xp!nen#ial (Línea de equilibi!)

Línea $íni$a !pea%i&n Linea (Línea $íni$a !pea%i&n)

' Linea (')

F#7' %01, X

F#7' 8#7 Y

igura 1. Condiciones t3cnicas del absorbedor

/as ecuaciónes de las repectivas lineali7aciones se presentan a continuación

Línea Ecuación

/5nea de equilibrio Y =1∗10−10

e

292,01 X

/5nea m5nima de operación Y =28,744 X −1,7546

/5nea de operación Y =34,493 X −2,1085

Tabla 4. $cuaciones de lineali5ación


7/32

&l balance de materia global de la torre de absorción es el siguiente, para el cual

se tomó una base de c>lculo de 20 mol-s de entrada de gas

L0+G Np+1= L Np+G1

definida 'seg9n el

balance de materia) como

( LsGs )min= Y CO 2out , max−Y CO2out X CO 2out , max− X CO 2out

=28,744

ara el cual Ls mí nimo=0,402416 kmol /s

/uego tenemos que ( Ls

Gs )operaci ón=34,4928 ara el cual Lsoperación=0,4828992 kmol /s


8/32

/-CÁLCULO DE PROPIEDADES

/as propiedades de las corrientes de entrada son calculadas como un promedio

ponderado

Propiedades de los 6uidos

" 30*+ae de

%!$bu#i&n

enidad999,976

8/$ 1,66755 /$

i%!idad0,00131

84a. 0,00015895 a.

e! $!le%ula 30,994/$

!l32,9149

/$!l

eni&n

upe%ial0,048 $

Tabla 7. Propiedades corrientes de entrada

Peso molecular promedio calculado mediante PM =∑i=1

n

x i PM i para las

corrientes l5quidas 6, PM =∑i=1

n

y i PM i para las corrientes gaseosas.

Densidades: calculadas mediante ρ=∑i=1

n

x i ρi para las corrientes l5quidas 6,

ρ=∑i=1

n

y i ρi para las corrientes gaseosas.


9/32

Viscosidad dinámica calculadas mediante =∑i=1

n

xi i para las corrientes

l5quidas 6, =

∑i=1

n

i ρi para las corrientes gaseosas.

Difusividad en el gas Se calcula mediante la modificación de ?il@eA/ee al

m+todo de BirschfelderAirdASpot7 D#E

!"

r¿¿

¿ pt ¿

# !"=10

−4(1,084−0,249√ 130,64+ 122,83 )298.8 $ 2 /3√ 130,64 + 122,83¿

Difusividad en el líquido Se calcula mediante una corrección por temperatura al

valor conocido a una temperatura F seg9n

# !"

% 3/2|

1

= # !"

% 3 /2|

2

/os datos conocidos son tomados de D!E.

"-DISEÑO TORRE EMPACADA

&l propósito de una torre empacada es reali7ar una transferencia de masa

mediante el contacto continuo del gas que transporta el soluto 6 el l5quido de

e1tracción, esto es posible debido a los empaques que la torre contiene en su

interior que proveen un gran >rea superficial.


10/32

&l l5quido que ingresa a la torre se distribu6e sobre el empaque contenido en la

torre, humedeciendo el >rea superficial del empaque para que al ingresar el gas

por la parte de abajo se asegure un buen contacto entre las fases.

igura 2. Torre empacada

ara reali7ar la transferencia de masa en esta columna se utili7aran anillos

Gaschig de cer>mica, 6a que el solvente '&() no tiene ning9n efecto en la

cer>mica seg9n estudios de laboratorio D8E, de 2 pulgadas, como el ilustrado en la

Higura 3, 6 se muestran algunas caracter5sticas de este empaque en la Fabla ".


11/32

igura 0. %nillo *asc8ig 97:

Tabla ;. Caractersticas del anillo *asc8ig de ceros nominales. 94? p


12/32

Ar


13/32

artiendo de este valor de a obtenido se tra7a una l5nea vertical en la :r>fica 3

hasta cortar la curva de la ca5da de presión con valor m>1imo de !00 $-m 2-m 6 se

toma el valor que corta en el eje de las ordenadas 6, el valor es b I 0.023. &ste

valor de b relaciona el flujo m>sico por unidad de >rea, lo que permite hallar el

>rea transversal de la torre. ara calcular el flujo m>sico por unidad de >rea se

despejo :J de la ecuación de la ordenada de la :r>fica 3 6 se resuelve, donde el

valor de g c 6 J se toman como

b=G &

2∗C ( ∗)l0,1∗*

ρ' ( ρl− ρ' )∗'c

G& =2

√b∗ ρ' ( ρl− ρ' )∗'c

C ( ∗)l0.1∗*

G& =2√

0,023∗1,4715 (933,7041−1,4715 )(1)

(37 ) (0,00098460,1 ) (1)=1,30489356

k'

m2s

Kna ve7 calculado el flujo m>sico por unidad de >rea 6 teniendo el flujo m>sico

total del gas se puede calcular el >rea transversal de la columna como se muestra

a continuación

! t = G

G &

! t = 0,6684412 k'/s

1.30489356 k' /m2 s=0,51225726m2

Con el >rea transversal de la columna se halla el di>metro de +sta mediante la

siguiente ecuación

% calc=2

√4∗ !t

+


14/32

% calc=2

√4∗0,51225726m2

+ =0,80760523m

Se normali7a el valor del di>metro apro1im>ndolo a la d+cima m>s cercana, por loque el di>metro de la torre ser>

% comercial=0,9m

1.1 Flujo de inundación:

&s importante conocer cu>l es el flujo de l5quido l5mite para que la columna se

inunde, esto con el fin de operar con un flujo adecuado que me evite esta

condición de inundación. ara ello se observa en la :r>fica 3 la curva superior que

muestra el flujo de inundación.

ara calcular este flujo primero con el valor del di>metro comercial de la columna

se recalculó el >rea transversal de la misma 6 por ende se calculan los flujos

m>sicos del gas 6 del l5quido tal como se muestran en las siguientes ecuaciones,

teniendo en cuenta que 6a se est> tomando un valor comercial para el di>metro de

la columna.

! t com=+ ∗% com

2

4

! t com=+ ∗0,9m2

4 =0,63617251m2

G& =

G

! tcom


15/32

G& =

0,6684412 k'

s

0,63617251m2=1,05072317

k'

m2

s

L& = L ! tcom

L& =

12,39053246 k'

s

0,63617251m2 =19,4766863

k'

m2

s

Como el flujo del gas sigue siendo el mismo 6 6a conociendo el >rea de la seccióntransversal de la columna se recalculan los valores de a 6 b, para nuestro nuevo

L&

6 G&

.

b=G &

2∗C ( ∗)l∗*

ρ' ( ρl− ρ' )∗'c=

0,6334892∗65∗0,00131840,1∗1

1,66755(999,9765−1,66755)

b=0,008073

a= L &

G & ∗( ρ' ρl− ρ' )

1

2=13,813057 k'/ s0,633489 k'/ s

∗( 1,6675k' /m3

999,9768k'/m3−1,6675 k' /m3 )1

2

a=1,150792

Linun,ación& =

a

G& ( ρ' ρl− ρ' )1

2= 1,150792

0,6334892 ( 1,6675k' /m3

999,9768 k' /m3−1,6675k'/m3 )1

2


16/32

Linun,ación& =17,8373 $'/m2 s

Linun,

= L & inun,

∗ !tcom

¿¿

k'

Linun=¿s

1. !l"ura de la columna

/a altura total de la Columna est> comprendida por la altura de la sección

empacada, la altura del l5quido en la parte inferior de la columna, los distribuidores

de l5quido, etc. ara ello se iniciaron los c>lculos tomando los valores promedio de

las relaciones molares de la l5nea operatoria 6 estos valores son = I0,08"8 6 <

I0,22L 6 se tienen las fracciones 1I0,0832L 6 6 I0,8.

( continuación se va a mostrar el procedimiento reali7ado para calcular elcoeficiente de transferencia de masa para el gas 'H g)

Se calculó la difusividad del CO2 en el aire mediante el m+todo de BirschfelderA

irdASpot7 en el cual se halló primero la separación molecular durante el choque

'M () tomando los valores de M para el aire 6 el dió1ido de carbono listados en la

tabla 2.2 del Fre6balD#E al igual que los valores de la energ5a de atracción molecular

'N (), los cuales se utili7aron para hallar la función de choque 'f'@F-N ()) mediante

la figura 2.# del Fre6balD#E. &n la tabla " se resumen los valores obtenidos para el

c>lculo de la difusividad del gas.

Cálculo de difusividad del gas

M aire 0,3" $m


17/32

MCO2 0,3L! $mM gas 0,328 $m

'N-@)aire ",8 'N-@)CO2 L#,2 'N-@)gas 23,8#"33

'@F-N)gas 2,80"32##f'@F-N)gas 0,#ab'gas) ,80L"&A0# m2-s

Tabla . Datos obtenidos para el c


18/32

Gaschig de cer>mica de 2 pulgadas 6 este valor es d s I 0.0"2# m. e la tabla 8.3

del Fre6balD#E se tomó el valor de la fracción vac5a del lecho empacado para 2

pulgada, N I 0."!.

Se calculó el valor de P que es una constante emp5rica que indica la retención dell5quido en el empaque tal como se muestra a continuación

/=1.508∗,s0.376

0,0725¿¿

/=(1,508 )∗¿

Se reali7an todos los c>lculos que se encuentran en la tabla 8.# del Fre6bal D#E

sobre retención de l5quido en torres empacadas para anillos Gaschig de cer>mica

de 2 pulgadas que sirven para calcular el espacio vac5o de operación N/o como se

muestra a continuación

• Calculo de 0 Lo1

0 Lt1=(2.09∗10−6 )∗(737.5∗ L & ) /

s2

0 Lt1=(2.09∗10−6 )∗(737.5∗16,0980775)0,56219688

0.07252

=0,07765362

0 Ls1=2,47∗10−4

,s2

0 Ls1=2,47∗10−4

0,07252 =0,00591137


19/32

0 Lo1=0 Lt1−0 Ls1

0 Lo1=0,07765362−0,00591137=0,07174226

• Calculo de B

2 = 975,7∗ L & 0,57∗ l

0,31

ρl0,84∗(2,024∗ L& 0,43−1)

∗( 3 0,073 )0,1737−0,262∗log ( L& )

2 = 975,7∗(16,0980775)0,57∗(0,000993119)0,31

(933,8095805)0,84∗(2,024∗(16,0980775)0,43−1)∗( (0,048)0,073 )

0,1737−0,262∗log (16,0980775 )

2 =0.73987732

• Calculo de . Lo

0 Lo=0 Lo1∗ 2

0 Lo=0,07174226∗(0,73987732)=0,05308047

0 Ls=0,0486∗ l

0,02∗3 0,99

,s1,21∗ ρl

0,37

0 Ls=0,0486∗(0,000993119 )0,02∗(0,048 )0,99

0,07251,21∗(933,8095805 )0,37

=0,00399025

0¿=0 Lo+0 Ls

0¿=(0,05308047 )+(0,00399025)=0,05707072


20/32

. Lo=.−0¿

. Lo=0,74−(0,05707072)=0,68292928

rea interfacial del proceso de

absorción a (Q como se muestra a continuación

a !1=m∗( 808∗G & ρ'0,5 )n

∗ L& p

a !1=(34,03)∗( 808∗(0,86845487 )(1,471467825 )0,5 )0

∗(16,0980775 )0,362

=93,049521 m

2

m3


21/32

a !=a !1∗0 Lo

0 Lo1

a !=(93,049521)∗(0,05308047 )

0,07174226 =68,8452304

m2

m3

Con los valores 6a calculados del coeficiente de transferencia de masa, el >rea

interfacial de la 7ona empacada 6 el flujo de gas dentro de la columna, se calcula

la altura de cada unidad de transferencia de masa, es decir, la altura de cada una

de las 7onas empacadas dentro de la columna de la siguiente manera

2 t'

= G

5 '∗a !1

2 t'= 0,02779204

(0,00054907 )∗(93,049521)=0,54397106m


22/32

k l=

25,1∗( 0,0725∗(16,0980775 )(0,000993119) )0,45

∗(590,840995 )0,5∗(1,8E-09 )

0,0725 =0,00036466

lculo del n9mero de unidades de transferencia de masa de la siguiente

manera

5 l=k l∗C

5 l=(0,00036466 )∗(38,4574)=0,01402404 kmol

m2s

0.06 0.06 0.06 0.06 0.06 0.07 0.07 0.07 0.07

0.0000

0.0500

0.1000

0.1500

0.2000

0.2500

0.3000

0.3500

f(x) = 27.1x - 1.56f(x) = 23.18x - 1.33f(x) = 0 exp( 310.44 x )

CONDICIONES T.CNICAS

Línea de equilibi! "xp!nen#ial (Línea de equilibi!)

Línea $íni$a !pea%i&n Linea (Línea $íni$a !pea%i&n)

' Linea (')

F#7' %01, 9

F#7' 8#7

Arlculo de la integral primero se reali7a el c>lculo de diferentes puntos en

la l5nea de equilibrio 6 la l5nea operatoria para hallar las l5neas de fuer7a impulsora

con las cuales se hallan los valores de las composiciones en la interfase mediante


23/32

la función solver de &1cel de manera que se obtienen las fracciones en el gas 6 en

la interfase 6 se tabulan los siguientes datos para calcular la integral

# #i log # #$%#i'

Tabla E. racciones molares en el gas la inter=ase

(s5 con las columnas 3 6 ! se reali7a la :r>fica # que muestra una relación de las

composiciones en el gas 6 la interfase para reali7ar una integración gr>fica como

se muestra a continuación.

Ar


24/32

N t'=2,303∗∫lo'y2

lo'y1 y

y− y i,lo'y+1,152∗log

1− y21− y1

N t'=2,303∗()+1,152∗log 1−()1−()=¿

or condiciones pr>cticas el n9mero de unidades de transferencia de masa es el

n9mero entero ma6or al calculado, es decir nuestro sistema tiene RRRR unidades

de transferencia de masa.

Hinalmente se calculó la altura total de las unidades de transferencia de masa de

la siguiente manera

6 = 2 t'∗ N t'

6 =()∗()=m

ara hacer el dimensionamiento total de la altura de la columna de absorción se

debe tener en cuenta otros aspectos importantes adem>s de la 7ona de

transferencia de masa, como lo son la altura del l5quido en la parte inferior de lacolumna, los soportes, distribuidores 6 redistribuidores, distancias entre

accesorios, etc.

ara calcular la altura del l5quido en la parte inferior de la columna se halló el

cambio de presión as5 como se muestra a continuación

7P=( 7P

6 )∗6

7P=()∗(400 N

m2

m )∗()m= N

m2


25/32

&ste valor del cambio de presión se multiplicó por RRRRR para hallar el cambió de

presión en el l5quido 6 este valor dio liq I RRRRRRRRRR$-m2 6 con este valor se

calculó la altura del l5quido en la parte inferior de la columna por la ecuación de la

presión hidrost>tica tal como se muestra a continuación

8li9= 7P

ρ∗'

8li9= ()()∗()

=5m

1 (omponen"es in"ernos

)opor"e del lec*o: Se elige trabajar con soporte de

lecho !0 (ludur (lumina Ceramica del cat>logo de

$orton que ofrece adem>s de la inercia qu5mica que

requiere el medio, las condiciones mec>nicas de

soporte apropiadas, seg9n el proveedor, dicho

soporte logra manejar cargas de 000 lb- pie

cuadrado, que en unidades ST es de !2 @g-m2 , 6

como el >rea transversal de la torre es de .! se

tiene que el soporte tiene un l5mite m>1imo de carga de #L#0 @g, que es mu6

superior al peso del lecho secoU se decide dejar cerca de #00 @g de factor de

seguridad para cuando el empaque est+ h9medo

'(ltura aportada 2 pulgadas)


26/32

Dis"ri+uidor de Líquido: ara el m>1imo aprovechamiento

del >rea de contacto del empaque se requiere que el l5quido

se distribu6a de manera adecuada 6 es criterio fundamental a

la hora de escoger el dispositivo que cumpla con esta función

&l modelo escogido es el 23 chemical porcelain que logra

manejar de manera apropiada el flujo de l5quido dentro del

equipo que est> alrededor de 8 gpm-sq ft

/a altura aportada a la torre es de ! pulgadas

Delimi"ador de lec*o: (unque la necesidad de trabajar con retenedores

es imperante en empaques met>licos 6 pl>sticos para evitar su fluidi7ación,

al trabajar con cer>micos el peso de los mismos es mu6 superior a los

otros materiales, de forma tal que se coloca el delimitador como un factor

de seguridadU

Se trabaja con un material pl>stico que no reacciona con el medio 6 Se

escoge el modelo 8 termopl>stico en oli Aaminocarbonato, material

que funciona bien hasta temperaturas cercanas a 330 VH '8# VC) que

est>n mu6 por encima de la temperatura de trabajo de la torre

(porte de altura '3 W pulgadas)

Dis"ri+uidor de Vapor la alimentación de

gas debe garanti7ar el flujo del mismo se

selecciona del cat>logo oshA:litsch el

modelo "!8 lateral arm. Xue est> elaborado

en metal


27/32

(porte de altura ! pulgadas

ara determinar la altura de l5quido que se acumula en el fondo de la torre se

necesita primero el c>lculo de ca5da de presión en el fondo del lecho se asumeentre 20 6 30% superior a la presentada en el lecho en s5U tal cambio de presión es

el determinado por la integral para el c>lculo de presión hidrost>tica

, P li9=1.3, plec8o= ρ',6 , P li'=() (¿ ) , P li9= pa= ρ',6

e forma tal que la altura del l5quido es de

6 = ()()∗()=m

/as medidas caracter5sticas de la torre son

,a+la 1-. edidas carac"erís"icas del a "orre

Elemen"o Longi"ud

Eliminador de

!rras"re

0.30m

Diáme"ro .3" mLec*o .!0 m)opor"e de lec*o 0.30# mDis"ri+uidor de

liquido

0.3#8 m

Delimi"ador de

lec*o

0.0L m

Dis"ri+uidor de

vapor

0.02 m

!l"ura del líquido 0.038m

/a altura total de la torre es

6 % =m


28/32

&l esquema general del dimensionamiento de la torre empacada, se encuentra a

continuación

Figura /. Dimensionamien"o de la "orre

Po"encia de la +om+a

/a potencia de la bomba se calculó con la siguiente ecuación

P= 2"∗ ρ

:

onde Y es la eficiencia com9nmente igual a RRRRRRR, 6 B se calculó con la

siguiente ecuación

i$eni!na$ien#! de la #!e


29/32

2"= 7P

ρ∗'+ 2

onde B corresponde al 0% de la altura total de la columna de manera que B I

RRRRRRRRRRm. (l resolver la ecuación se obtuvo que B I RRRRRRRRRRm 6 al

resolver la ecuación se obtuvo

P=()∗()()

=;

0 Po"encia del soplador

&l valor de la ca5da de presión para nuestro sistema es de !00$-m 2-m 6 como la

altura del empaque es de m la ca5da de presión para el empaque irrigado es I

!00$-m2-mZRRRRRRRm I RRRRRRRR$-m2 6 para el empaque se tiene un C d I

RRRRR.

&l flujo de gas inerte es RRRRRRRRRR@g-s 6 el flujo de +ste gas inerte por unidad de

>rea es RRRRRRR@g-m2s.

/a ca5da de presión para el flujo del gas se muestra a continuación

7P

6 =

C ∗G & 2

ρ'

7P

6 =

()∗()2

() =()

N /m2

m

< la ca5da de presión para la 7ona empacada es '-[)Z[ I RRRRRRRRZRRRRRR I

RRRRRRRRRRR $-m2.

/a ca5da de presión por soportes es .# veces la cabe7a de velocidad 6 esto es

'.#Zv2-2)Z\g I RRRRRRRR $-m2 de manera que la ca5da de presión total es la suma


30/32

de las ca5das de presión del empaque irrigado, del empaque 6 de los soportes que

es RRRRRRRRRRRRRRRR $-m2.

/a potencia del soplador se calculó con la siguiente ecuación

Ps= 7Ptotal∗G &

ρ'

Ps=()∗()()

=();

!nálisis de cos"os de la columna empacada

&l c>lculo apro1imado del costo de la torre empacada est> dado por la ecuación D"E

C =( 1 C b+


31/32

+ ∗6 esi'n∗¿%

esi'n

2

4 =m3=(t 3

metro es apro1imadamente L,8 KS]- pie3

D"E

C p1 se obtiene de la ecuación emp5rica

C p1= (246,4 ) (% )0,7396 ( L )0,7068

Con F el di>metro de la columna en pies 6 / la distancia de plataformas 6

escaleras

¿¿¿

C p1=¿¿

e esta forma

C =()∗()1+()∗()+()

C ==S >

Tnclu6endo un margen de e1ceso del 0%

C e9uipo==S >

2 Da"os generales para la columna empacada,a+la 11. 3esul"ados dimensiones de la columna empacada

Diáme"ro # al"ura de la columna empacada

!" 0,22#LL2 m


32/32

" 2, comercial 0,"!3 m!" comercial 0,!33#"2"

m

24 unidades empacadas !

5 ,3"2!3L88L

m

* 0,0"L#L

2

m

!l"ura sopor"e 0,!#"2 m!l"ura re"enedor 0,08 m!l"ura dis"ri+uidores 0,3##8 mDis"ancia en"re accesorios ,2 mDiáme"ro "u+ería de gas 0,0"82 mDiáme"ro "u+ería de líquido 0,02" m!l"ura de en"rada de líquido a

dis"ri+uidor

0,#2! m

!l"ura "o"al de la columna #,"#"#8L32

#

m

Diseño de Torres de Absorción

Documents

Transcript of Diseño de Torres de Absorción