Diseño De Torres De Absorción

DISEÑO DE TORRES DE ABSORCIÓN

LUIS EDUARDO GAMBA MURCIA JHOAN SEBASTIAN CHOREN BATERO

Presentado a: ING. GERARDO RODRÍGUEZ NIÑO

UNIVERSIDAD NACIONAL DE COLOMBIA- SEDE BOGOTÁ FACULTAD DE INGENIERÍA DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUÍMICA Y AMBIENTAL TRANSFERENCIA DE MASA BOGOTÁ 28 DE NOVIEMBRE DE 2016 Diseño de torres de absorción

El objetivo del trabajo realizado es realizar el diseño de una torre de absorción empacada y una torre de platos que permita recuperar el Benceno de una mezcla Aire- Benzeno. La recuperación del Benceno se desea realizar utilizando como absorbente un aceite ligero de peso molecular 240 Kg/kmol .Las condiciones iniciales del proceso se presentan en la siguiente tabla: Datos para el equilibrio:

Empaque: Flujo de gas de entrada (Q): m3/s Composición del gas de entrada: % molar Concentración de benceno en el gas de salida: ppm Flujo de líquido: veces el mínimo presión de operación: atm Operación isotérmica. °C Operación isotérmica. K Peso molecular del aceite ligero: Kg/kmol Presión de vapor del benceno a 25 °C: mmHg A B C

Aire- Benceno con Aceite Ligero Anillo Raching cerámica de 1/2 pulgada 1,4 0,0013 25 1,5 1 25 298,16 240 94

benceno Aceite AIRE

El diseño de la torre empacada comenzó con la búsqueda de información acerca de un aceite ligero comercial que cumpliera con las condiciones dadas en el planteamiento del problema. En este sentido, se buscó información en bases de datos sobre aceites ligeros que cumplieran con el dato del peso molecular dado y se utilizó además las bases de datos de ASPEN. A partir de la búsqueda realizada se seleccionó el Methyl Myristoleate, puesto que era el aceite que más se acercaba a las condiciones del proceso y además era el mas económico. El Methyl Myristoleate es un aceite lubricante, tiene un peso molecular de 240,39 g/mol y a 25° C se encuentra como líquido. Además su costo comercial es de $ 50 por cada 50 ml, precio razonable económicamente para la utilización en el proceso. Los datos encontrados en ASPEN para los compuestos utilizados se presentan en la siguiente tabla:

T= 25°C Y P= 1 atm

PM (kg/kmol)

Densidad L (kg/m^3)

AIRE BENCENO ACEITE METHYL-CIS-9TETRADECENOATE

28,82 78,11

895,1414

1,01325

240

812,0512

17,25215

T= 25°C Y P= 1 atm

1,178056206

Viscosidad vapor (kg/m*s)

Viscosidad L (kg/m*s)

AIRE BENCENO ACEITE METHYL-CIS-9TETRADECENOATE

Densidad vapor (kg/m^3)

2,66E-07 0,00044175

6,97E-06

0,02037516

3,22E-06

Difusidad del Difusidad del benceno benceno en aire en aceite (m^2/s) (m^2/s) 9,62E-06 4,71E-10 3,10306E-11

Con los datos anteriores y los entregados en el problema se calcularon las composiciones de entrada y salida. A continuación, se calcularon los datos de las relaciones molares (X y Y) usando las siguientes formula: 𝑋=

𝑥 1−𝑥

𝑦

𝑌=

𝑦 1−𝑦

Luego se inició el cálculo de todas las condiciones de entrada y salida de la torre. En este punto, se calcularon los flujos de entrada y salida de la torre, se calculó x* y y* y se realizó el balance de materia del proceso de absorción. Los resultados obtenidos se presentan en las siguientes tablas: Datos de entrada Fase gaseosa o parte inferior y benceno 0,0013 Y benceno 0,00130169 y aire 0,9987 Y aire 768,2308 x*(y in benceno) 1,0511E-02 X*(y in benceno) 1,0622E-02 m benceno (Kg/s) 0,005811709 m aire (kg/s) 1,64734 Flujo Másico (Kg/s) 1,65315 PM prom (Kg/kmol) 28,8841 Densidad (kg/m^3) 1,17784 Caudal(m^3/s) 1,400000 Flujo molar gas (kmol T/s) 0,057234 n benceno (kmol/s) 0,000074 n aire (kmol/s) 0,057160

Datos de entrada Fase líquida x benceno X benceno x aceite X aceite

0 0 1 1

m benceno (kg/s) m aceite (kg/s) Flujo Másico (Kg/s) PM prom (Kg/kmol) Densidad (kg/m^3) Caudal(m^3/s) Flujo molar liq (kmol/s) n benceno (kmol/s) n aceite (kmol/s)

0 2,5038 2,5038 240 812,0512 0,003083258 0,0104 0 0,0104

Las composiciones en las salidas de la torre son: Datos de salida Fase gaseosa y benceno Y benceno y aire Y aire m benceno (Kg/s) m aire (kg/s) Flujo Másico (Kg/s) PM prom (Kg/kmol) Densidad (kg/m^3) Caudal(m^3/s) Flujo molar gas (kmol/s) n benceno (kmol/s) n aire (kmol/s)

0,00001 0,000009 0,99999 108410,8258 4,12E-05 1,6473 1,647379992 28,8205 1,1781 1,39839 0,057160 5,2725E-07 0,057160

Datos de salida Fase líquida o parte inferior x benceno X benceno x aceite X aceite m benceno (kg/s) m aceite (kg/s) Flujo Másico (Kg/s) PM prom (Kg/kmol) Densidad (kg/m^3) Caudal(m^3/s) Flujo molar liq (kmol/s) n benceno (kmol/s) n aceite (kmol/s) BALANCE DE MATERIA

0,007031728 0,007081524 0,992968272 141,2125506 5,77E-03 2,503763485 2,509534011 238,8616335 812,6354677 0,003088142 0,0105 7,39E-05 1,04E-02 0,00000

Diagrama de la torre de absorción µg 2 ρg2 (kg/m^3)

2,66E-07 1,178054685

µL 2 ρL2 (kg/m^3)

G2 (mol T/A.t)

L2 (mol T/A.t)

Gs (mol inert/A.t)

Ls (mol inert/A.t)

0,02037516 812,0512

y2 (mol A/mol T)

9,22409E-06

x2 (mol A/mol T)

0

Y2 (mol A/mol inert)

9,22417E-06

X2 (mol A/mol inert)

0

AIRE-BAJO BENCENO

µg prom ρ prom gas (kg/m^3)

ACEITE SOLO

2,70E-07 1,177948321

µL prom ρ prom Liq (kg/m^3)

AIRE-ALTO BENCENO

ACEITE-ABSORVIDO BENCENO

G1 (mol T/A.t)

L1(mol T/A.t)

Gs (mol inert/A.t)

Ls (mol inert/A.t)

y1 (mol A/mol T) Y1 (mol A/mol inert) ρg 1 (kg/m^3) µg 1

0,020305077 812,3433339

0,0013 0,001301692 1,177841958 2,74E-07

x1 (mol A/mol T) X1 (mol A/mol inert) ρL1 (kg/m^3) µL 1

0,007031728 0,007081524 812,6354677 0,020234994

Utilizando la presión de vapor del benceno y la Ley de Raoult se hallaron los datos del equilibrio para el sistema: T ºC

x

y

X

Y

1 2

0 0,00075076

0 9,28571E-05

0 0,000751324

3

0,00150152

0,000185714

0,001503778 0,00018575

4 5 6 7 8

0,00225228 0,00300304 0,003753799 0,004504559 0,005255319

0,000278571 0,000371429 0,000464286 0,000557143 0,00065

0,002257364 0,003012085 0,003767943 0,004524942 0,005283083

9

0,006006079

0,000742857

10 11 12 13 14 15

0,006756839 0,007507599 0,008258359 0,009009119 0,009759878 0,010510638

0,000835714 0,000928571 0,001021429 0,001114286 0,001207143 0,0013

25

0 9,2866E-05

0,00027865 0,00037157 0,0004645 0,00055745 0,00065042

0,00604237 0,00074341 0,006802804 0,007564389 0,008327127 0,009091021 0,009856072 0,010622285

0,00083641 0,00092943 0,00102247 0,00111553 0,0012086 0,00130169

A partir de la información que proporciona la tabla anterior de equilibrio se construyen las gráficas de relaciones y fracciones molares:

Con los datos anteriores se obtuvo el valor de la pendiente de la línea operatoria de pendiente mínima: (

𝑌𝑁𝑝+1 − 𝑌1 𝐿𝑠 )𝑚í𝑛 = = 0,121675138 𝐺𝑠 𝑋𝑁𝑝𝑚á𝑥 − 𝑋0

Si trabajáramos con esa línea operatoria tendríamos etapas infinititas por eso es necesario determinar la línea operatoria real con la ayuda de una regla 𝐿𝑠 (𝐺𝑠) 𝑂𝑝 1,2 < ( ) < 2,0 𝐿𝑠 (𝐺𝑠) 𝑚𝑖𝑛 Donde 𝐿𝑠 (𝐺𝑠) 𝑂𝑝

( )=𝑎 𝐿𝑠 (𝐺𝑠) 𝑚𝑖𝑛 Y según los datos suministrados por el planteamiento del problema 𝑎 = 1,5. Entonces: 𝐿𝑠 𝐿𝑠 ( ) = 1,5 ( ) = 0,182512707 𝐺𝑠 𝑜𝑝 𝐺𝑠 𝑚í𝑛 Con este nuevo valor de la pendiente de la línea operatoria, calculamos un nuevo valor para Xmax, desde la ecuación 1.

𝑌𝑁𝑝+1 − 𝑌1 𝐿𝑠 ( ) = 𝐺𝑠 𝑜𝑝 𝑋𝑁𝑝 − 𝑋0 Los datos se resumen en las siguientes tablas: operatoria minima Y1 Y2

0,001301692 9,22417E-06

X1 MAX X2

1,0622E-02 0

operatoria real Y1 Y2

0,001301692 9,22417E-06

X1 X2

0,007081524 0

Equilibrio X vs Y Y1 Y2

0,001301692 0

X1 X2

0,010622285 0

Grafica de Línea Operatoria mínima, real y la línea de Equilibrio de realciones (X vs Y)

El porcentaje de absorción de Benceno es calculado con las concentraciones del gas a la salida y entrada de proceso: %𝑅 =

𝑌𝑁𝑝+1 − 𝑌 ∗ 100% = 99,291 % 𝑌𝑁𝑝+1

DISEÑO DE TORRE EMPACADA El diseño de la torre empacada en flujo a contracorriente funciona por contacto continuo del flujo líquido y del gas. La estructura de este tipo de torres consiste en una columna vertical que contiene un lecho empacado de una forma en específico para aumentar la superficie de contacto entre el líquido y el gas. El flujo del líquido va de arriba hacia abajo pasando por los empaques absorbiendo el compuesto de interés del flujo del gas que asciende. En cuanto al empaque que se va a utilizar en la torre para recuperar Benceno de una mezcla aire-Benceno, el problema propone la utilización de empaques de tipo Anillo Rasching Ceramica de 1/2 pulgada, para lo cual se toman los siguientes datos de la tabla 6.3 del Treybal: Empaque Tabla 6.3 Anillo Rasching Ceramica de 1/2 in Cf CD ԑ ap(m^2/m^3) dp (m)



580 909 0,63 364 0,0061

Cálculo de diámetro de columna empacada

Para calcular el diámetro de la columna se utilizan los flujos mayores con el fin de garantizar el tamaño del diámetro óptimo. En el cálculo del diámetro de la torre, se utiliza la gráfica 6.34 del libro de “Operaciones de transferencia de masa” de Robert E. Treybal, donde se halla el valor de la relación de la abscisa: 1

𝐿′ 𝜌𝐺 2 ∗( ) = 0,058 = 𝑎 (𝑎𝑏𝑠𝑐𝑖𝑠𝑎 𝑑𝑒 𝐸𝑐𝑘𝑒𝑟𝑡) 𝐺′ 𝜌𝐿 − 𝜌𝐺 Según las especificaciones encontradas en la literatura los absolvedores se diseñan para caídas de presión del gas de 200 a 400 N/m2 por metro de espesor empacado10. Por tal motivo se toma el límite superior para realizar el cálculo de la ordenada de la gráfica “b” que corresponde a 0.75. Llegado a este punto, se calcula el valor de 𝐺′ de la ordenada de Eckert, es decir: G′ (Eckert) = √

b ρG (ρL − ρG ) 𝑘𝑔 𝑔𝑎𝑠 = 0,427101 0.1 𝑠 CF µL J

Con el valor de G′ se halla At (Área transversal de la torre): 𝐴𝑡 =

𝑄𝐺 ∗ 𝜌𝐺 = 3,861 𝑚2 𝐺 ′ (𝐸𝑐𝑘𝑒𝑟𝑡)

Después de calcular el área transversal At calculamos el diámetro de la torre (T) así:

𝐴𝑡 =

𝜋 𝑇2 𝐴𝑡 ∗ 4 → 𝑇= √ = 2,217 𝑚 4 𝜋

Para garantizar mayor seguridad en la operación se trabaja con un sobredimensionamiento del diámetro de la torre de 1,2 veces el calculado: 𝑇(𝑆𝑜𝑏𝑟𝑒𝑑𝑖𝑚𝑒𝑛𝑠𝑖𝑜𝑛𝑎𝑑𝑜) = 2,66059𝑚 Un diámetro comercial cercano a este valor de diámetro es de 2,667 m verificando en el catalogo del Modelo 4817 Grid bar Suports 33'' - 266'' 105 in = 2667 mm, con un factor de seguridad del 20%.

Modelo 4817 Grid bar Suports

Calculo de la Altura de la torre

𝐺𝑦𝐴

𝑁𝐴𝑍

∆𝑧

𝐺𝑦𝐴 Se realiza un balance de masa en el elemento diferencial: GyA AT |z = GyA AT |z+∆z + NAZ a∆zAT

Luego se divide a ambos lados por el diferencial de altura y el área transversal, y se toma el límite cuando el diferencial de z tiende a cero obteniendo: GyA |z+∆z − GyA |z = −NAZ a ∆z→0 ∆z lim

Utilizando la definición de derivada se obtiene la siguiente ecuación diferencial: d (Gya ) = −NAZ a dz Donde G: G=

Gs 1 − ya

Remplazando se obtiene la siguiente expresión para la derivada: Gs dya = −NAZ a (1 − ya )(1 − ya ) dz Expresando Naz en términos de las fracciones molares NAZ = Fg ln (

1 − yai ) 1 − ya

Al Remplazar NAZ y separar variables se obtiene la siguiente ecuación: dz =

G dya Fg a (1 − y ) ln (1 − yai) a 1 − ya

Integrando se obtiene la expresión para calcular la altura empacada Z la cual es: Z=

̅ ya1 G dya ∫ = 𝐻𝑡𝑔 𝑁𝑡𝑔 ̅̅̅̅̅ F ̅ ya2 (1 − y ln (1 − yai ) Ga a) 1 − ya

̅̅̅̅̅̅ Donde G , FG, y a̅ son valores promedios que se calculan en el punto medio de la torre empacada. Para empaques de anillos Rasching ½ Pulgada En primer lugar, se utilizó una fórmula para determinar el valor Fg de una correlación empírica para empaques de anillos Rasching

2 FG ScG3

G

−0,36 ds G´ = 1,195 ( ) µG (1 − εL0 )

Donde Sc es el número de Schmidt, G´es el flujo másico del gas, µG es la viscosidad del gas a las condiciones de operación y εL0 es el espacio vacío del empaque que se define como: εL0 = ε − ϕLt En cuanto a ϕLt , es la retención total del líquido que está conformado por dos contribuciones la retención móvil de operación (ϕLo ), y la retención estática ( ϕLs ), las cuales vienen dadas por el siguiente dimensionamiento volumen líquido/volumen empacado . ϕLt = ϕLo +ϕLs Ahora, se tiene que para anillos Rasching de 2 pulgadas15: ϕLo = H(ϕLtW − ϕLsW ) ϕLtW

2.09x10−06 (737,5L´)β =( ) ds 2 ϕLsW = (

2,47x10−04 ) ds1,21

Donde H es el factor de corrección (retención, torres empacadas). H=

2168L´0,57 µ0,13 L

σ 0,1737−0,262∗logL´ ( ) 0.430 − 1) 0,073 ρ0,84 L (2,024L´

El número de Schmidt se calcula mediante la siguiente ecuación: ScG =

µG DG ρG

Para el cálculo de la viscosidad usamos la regla de mezclado de Wilke que dice: 𝜇𝑀𝑒𝑧𝑐𝑙𝑎 =

∑𝑛𝑖=1 𝑦𝑖 𝜇𝑖 ∑𝑛𝑗=1 𝑦𝑗 𝜙𝑖𝑗

Los resultados obtenidos utilizando las ecuaciones anteriores se presentan en la siguiente tabla: FASE GAS

0,000481071

FG (kmol/m^2*s) G promedio(kmol/m^2*s) G' (kg/m^2*s) ds (m) Sc G B ФLtw ФLsw Фlow (m^3/m^3) H (uL > 0,012) ФLo ФLs Фt (m^3/m^3) DG (m^2/s)

0,0019 0,448701549 0,01774 2,38E-02

0,331137146 0,045370885 0,032468564 0,012902321 1,738593197 0,022431887 0,013846588 0,036278476 9,62E-06

FASE LIQUIDA

kL (m/s)

0,00010078

DL (m^2/s) Sc L Xcentro xcentro Pm_centro Ycentro ycentro C (kmol/m^3) L'prom (kg/m^2*s) FL(kmol/m^2s) XBML supuesto L promedio (kmol/m2*s) FL/FG pendiente b impulsora intercepto

4,71E-10 53069,39165 0,003540762 0,003515864 239,4308168 0,000655458 0,000654612 3,392810269 0,448701549 0,000340611 0,99615 0,00187405 -0,209491779

0,001397219

Por último, es posible calcular la fracción de espacio vacío del empaque, tomando los datos acerca del empaque de la tabla 6.3 Treybal. εL0 = 0,59372 Por lo que se refiere al cálculo del área interfacial por unidad volumétrica del empacado “a” 𝑎̅ = 𝑎𝐴 = 𝑎𝐴𝑊

Ф𝑙𝑜 Ф𝑙𝑜𝑤

Realizando los cálculos correspondientes: Area interfacial m n p aAW (m^2/m^3) aA (m^2/m^3)

28,01 -0,149387365 -1,04 18,58679 32,3148752

Más adelante, se calcula el 𝐻𝑡𝑔 : 𝐻𝑡𝑔 (𝑎𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑢𝑛𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑓𝑒𝑟𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑓𝑎𝑠𝑒 𝑔𝑎𝑠𝑒𝑜𝑠𝑎) =

̅ G ̅̅̅̅̅ F ̅ Ga

̅ lo tomamos como el promedio aritmético del valor de 𝐺𝑠 y 𝐺1 (suponemos que 𝐺𝑠 Donde G es casi completamente aire, entonces los kg de ácido que salgan no son relevantes): Luego se plantea el desarrollo de la integral, definimos 𝑁𝑡𝑔 (número de unidades de transferencia de masa de la fase gaseosa) ya1

NtG= ∫ ya2

dya (1 − yai ) (1 − ya )ln (1 − ya )

Se hace necesario conocer las parejas ya y yai de equilibrio correspondientes a partir de la línea de fuerza impulsora. Para hallarlas se define el flux de A para las dos fases, entonces: NA = FG ln

(1 − yai ) (1 − ya )

NA = FL ln

(1 − xa ) (1 − xai )

Igualando las anteriores ecuaciones, se tiene que: FG

(1 − xa ) (1 − yai ) FL = (1 − xai ) (1 − ya )

El valor de FG se calculó anteriormente, ahora el valor del coeficiente FL se calcula mediante las siguientes expresiones: FL = k L Xbm C

Donde Xbm es la media logarítmica de las concentraciones, C la densidad molecular y k L resulta de la siguiente ecuación21: XBm=

(1 − xai ) − (1 − xa ) (1 − xai ) ln ( ) (1 − xa )

Después de realizar las iteraciones con las ecuaciones anterior descritas debido a que el desarrollo por el método de la integral no es fácil de resolver y tiene un error de orden a la 5, se obtiene la gráfica con las fuerzas motrices y las concentraciones en el equilibrio:

Gráfica de la integral para yag vs F

linea operatoria Linea de interfacial

1 2 3 4 5 6 7 8 9

XAL Xai XAL Xai XAL Xai XAL Xai XAL Xai XAL Xai XAL Xai XAL Xai XAL Xai

0,0000 3,0E-05 0,0009 0,00107 0,0018 0,002119727 0,0027 0,003170295 0,0035 0,004207273 0,0044 0,005264207 0,0053 0,006314121 0,0062 0,007364912 0,0071 0,008416582

YAG Yai YAG Yai YAG Yai YAG Yai YAG Yai YAG Yai YAG Yai YAG Yai YAG Yai

0,00001 2,93872E-06 0,00017 0,000131404 0,00033 0,000259277 0,00049 0,000387021 0,00066 0,000513678 0,00082 0,000642128 0,00098 0,000769491 0,00114 0,000896727 0,00130 0,001023836

A partir de los datos obtenidos, calculamos la altura de relleno de la columna empacada con anillos Rasching de cerámica de 1/2 pulgadas: 𝑍 = 𝐻𝑡𝑔 𝑁𝑡𝑔 = 2,144 𝑚 Para hallar la altura del sello del líquido se utilizaron las siguientes ecuaciones: ΔP Δ𝑃𝑙𝑖𝑞 = ∗ 𝑍𝑒𝑚𝑝𝑎𝑞𝑢𝑒 𝑍 ℎ=

ΔP 𝜌∗𝑔

Obteniendo todas las alturas de los accesorios, podemos calcular la altura total de la torre con la siguiente ecuación, que fue desarrollada de información reportada por proveedores de absorbedores de gas y es aplicable para columna de diámetros de 2 a 12 ft : 𝑍𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 = 1.40 ∗ 𝑍𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑒𝑚𝑝𝑎𝑞𝑢𝑒 + 1.02 𝑇 + 2.81 = 8.35 𝑚 El cálculo de las potencias tanto del soplador como de la bomba se presenta a continuación: ΔP𝒆𝒎𝒑𝒂𝒒𝒖𝒆 =

ΔP ∗ Zempaque = 755,6 z

ΔPT = ΔP𝒆𝒎𝒑𝒂𝒒𝒖𝒆 ∗ Zempaque = 1427,48 𝐺 ′ ∗ 𝐴𝑡 𝑊𝑠 = (∆𝑃𝑇 ) ∗ = 980,27 𝑊 = 1,31 𝐻𝑃 𝜌𝐺 𝑊𝐵 = 808,93 𝑊 = 1,08 𝐻𝑃 Para calcular la altura total de la torre tomamos las primeras torres. Una torre en la industria está constituida generalmente por estas partes. ALTURA DEL EMPAQUE INTEGRAL FUNCIÓN=NTG Ntg a m2/m3 Htg Z(m) Altura empaque Delta P (Pa) Delta P sobred Sello hidraulico (m)

17,782 17,782 32,315 0,121 2,144 321,539 418,001 0,052

DISEÑO DE TORRE DE PLATOS Para este diseño se trabajan con las mismas condiciones iniciales de la torre empacada, lo que cambia es por supuesto es el diseño y configuraciones. La guía que se tomo fue del libro Robert E. Treybal. “Operaciones de transferencia de masa”. 2 edición, McGraw Hill, 1995.

Figura 1. Absorbedor de platos. (Treybal, 1995) Para el diseño de la torre de platos es necesario fijar algunos parámetros de diseño, y para este caso fueron los siguientes:  El tipo de plato es perforado  La distancia entre platos es, 𝑡 = 60 𝑐𝑚 = 0.6 𝑚  do Es el diámetro del orificio el cual puede estar en el siguiente rango 3mm ≤ do ≤ 18mm, se tomará un valor de: 𝑑𝑜 = 6 𝑚𝑚 = 0.006𝑚  Longitud de paso entre orificios está entre este rango: 2,5do ≤ p′ ≤ 5do P'

Se tomara 𝑝′ = 5 𝑑𝑜 , dando como resultado 𝑝′ = 0.03 𝑚  La longitud del vertedero es de 𝑊 = 0.7 𝑇 (𝑇: 𝑑𝑖á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑜𝑟𝑟𝑒)  El plato será de acero inoxidable

1. Calculo del diámetro Para el arreglo triangular esta relación es definida por: (Treybal, 1995): Ec. 6.35 Ao Área de las perforaciones do 2 = = 0.907 ∗ ( ′ ) Aa p Área activa del plato Reemplazando Ao 0.006 2 = 0,907 ∗ ( ) = 0.03628 < 0.1 Aa 0.03 La Velocidad de inundación se expresa como: (Treybal, 1995): p. 191 Q Vf = Anf ρL − ρG 1/2 Vf = Cf ( ) ρG Donde Cf es la constante de inundación y está definida por la siguiente relación: (Treybal, 1995): Ec. 6.30 1

Cf = [α log

+ β] (

σ 0.2 ) 0.020

L´ ( ) (ρG /ρL )0.5 G´ Donde σ es la tensión superficial de la mezcla que se calcula según el libro “Evaluación Hidráulica de torres empacadas” (EB82) así: 𝑚 1/4 𝑥𝑖 𝜎𝑖 1/4 𝜎𝑚 = 𝜌𝐿𝑚 ∑ = 0.02592 𝑁/𝑚 𝜌𝐿𝑖 α y β dependen de si

Ao Aa

𝑖=1

es mayor o menor que 0.1, como es menor se usa la siguiente

ecuación. Ao + 0.5) (0.0744𝑡 + 0.1173) = 0.03841 Aa Ao β = (5 + 0.5) (0.0304𝑡 + 0.015) = 0.02265 Aa

α = (5

Además: L′

ρ

Si 0.01 ≤ (G′ ) ( ρG ) L

0.5

≤ 0.1, esta en este rango toda la expresión vale 0.1 0.5

L′ ρG 0.5 2.5095 kg/s 1.1778 𝑘𝑔/𝑚3 ( ′) ( ) = ( )( ) = 0.05766 → 0.1 G ρL 1.6532 𝑘𝑔/𝑠 812.63 𝑘𝑔/𝑚3 Con estos valore calculamos: Cf = 0.06955 Y la velocidad de inundación: 812.63 − 1.1778 1/2 𝑚 Vf = 0.06955 ( ) = 1.83 1.1778 𝑠 Se sugiere una velocidad de gas de aproximadamente del 75-80% de la velocidad de inundación para sistemas que no forman espuma, y menor del 40% si es probable la formación de espuma. Con base en lo anterior se toma un 75% de la velocidad de inundación.

𝑚 𝑠 Conocida la velocidad de operación del gas se procede a calcular el área neta An la cuál es la sección transversal de la torre At menos el área del canal de descenso. 𝑄 1.40 𝑚3 /𝑠 𝐴𝑛 = = = 1.02 𝑚2 𝑉 1.3691 𝑚/𝑠 Como ya definimos a longitud del derramadero (𝑊), podemos calcular el área transversal total mediante a relación propuesta por Robert E. Treybal en la tabla 6.1, sección 3 “sellado de vertederos”. Esa información define la distancia del vertedero desde el centro del plato dcW y el porcentaje de área ocupada por el vertedero %CD. Con la longitud del vertedero definida previamente vemos que: 𝑊 = 0.70𝑇 → 𝑑𝑐𝑊 = 0.3562𝑇 → %𝐶𝐷 = 8.808 Con estas relaciones calculamos 𝐴𝑡 : 𝐴𝑛 𝐴𝑡 = = 1.21 𝑚2 (100 − %𝐶𝐷)/100 Y finalmente hallamos el diámetro de la torre mediante: 𝑉 = 0.75𝑉𝑓 = 1.37

𝜋 𝑇2 𝐴𝑡 ∗ 4 𝐴𝑡 = → 𝑇= √ = 1.19 𝑚 4 𝜋 Se calcula el diámetro con una sobredimensión del 30% 𝑇𝑠𝑜𝑏𝑟𝑒𝑑 = 1.19 ∗ (1.30) = 1.55 𝑚 El diámetro se estandariza a un valor comercial y se recalcula el área total con este diámetro corregido. 𝑇𝑐𝑜𝑚𝑒𝑟𝑐𝑖𝑎𝑙 = 1.676 𝑚 2 𝜋 𝑇𝑐𝑜𝑚𝑒𝑟𝑐𝑖𝑎𝑙 𝐴𝑡𝑓𝑖𝑛𝑎𝑙 = = 2.21𝑚2 4 Se calcula W 𝑊 = 0.70𝑇 = 1.1732 𝑚 Calculamos el área del vertedero Ad (%𝐶𝐷)𝐴𝑡 𝐴𝑑 = = 0.1943 𝑚2 100 Calculamos el área activa Aa 𝐴𝑎 = 𝐴𝑡 − 2𝐴𝑑 − 𝐴𝑥 Donde Axes el área ocupada por soportes, vigas, zonas de distribución y de coalescencia, etc. Generalmente se toma 𝐴𝑥 ≈ 0.20𝐴𝑡 𝐴𝑎 = 1.1557𝑚2 Finalmente se comprueba: 𝑞 0.003088𝑚3 /𝑠 = ≤ 0.015𝑚2 /𝑠 𝑇 1.676 𝑚  Velocidad de lloriqueo Se busca determinar si la cantidad de líquido que desciende por los orificios del plato perforado es bastante grande, mediante la siguiente relación: (Treybal, 1995), Ec 6.4

0.379

𝑉𝑜𝑤 𝜇𝐿 𝜇𝐺2 𝜌𝐿 = 0.0229 ( ∗ ) 𝜎𝑔𝑐 𝜎𝑔𝑐 𝜌𝐺 𝑑𝑜 𝜌𝐺

2.8⁄(𝑍⁄𝑑𝑜 )0.724

𝑙 0.293 2𝐴𝑎 𝑑𝑜 ( ) ( ) 𝑑𝑜 √3𝑝′3

𝑙

Donde la relación 𝑑 la podemos ver en Treybal tabla 6.2 𝑜

Donde 𝑍 es la longitud de trayectoria de líquido sobre un plato y se halla en la tabla 6.1 Treybal. 𝑍 = 0.3562𝑇 → 𝑍 = 0,8512 𝑚 2 Teniendo todos los datos para calcular la velocidad de lloriqueo: 𝑚 𝑉𝑜𝑤 = 8.0911 𝑠 2 𝑑𝑜 𝐴𝑜 = 0.907𝐴𝑎 ( ) = 0.04193 𝑝′ El número de perforaciones se calcula así 𝐴𝑜 𝑁𝑝 = = 1483 4𝜋𝑑𝑜 2 𝑄𝐺 1.40 𝑚3 /𝑠 𝑚 𝑉𝑜 = = = 33.39 2 𝐴𝑜 0.04193 𝑚 𝑠 Vemos que 𝑉𝑜 > 𝑉𝑜𝑊 por lo tanto no habrá un lloriqueo significativo. Criterio de inundación: hw + h1 + h3 ≤ t⁄2 Calculo cresta de derramadero h1 y altura del derramadero hw  El valor de h1 está definido por las siguientes ecuaciones: (Treybal, 1995). Ec. 6.32 2⁄3

𝑞 2⁄3 𝑊 ℎ1 = 0.666 ( ) ( ) 𝑊 𝑊𝑒𝑓

2

0.5

𝑊𝑒𝑓 2 𝑇 2 𝑇 2 2ℎ1 𝑇 ( ) = ( ) − {[( ) − 1] + } 𝑊 𝑊 𝑊 𝑇 𝑊 Donde 𝑊𝑒𝑓 se define como la longitud efectiva del derramadero. (Treybal, 1995). Ec. 6.34 Para hallar este valor es necesario resolver las dos ecuaciones anteriores simultáneamente, por lo que se planteó el sistema de ensayo y error con un método iterativo mediante Microsoft Excel 2010®, y la ecuación a resolver fue la siguiente: 2/3

𝑞 2⁄3 0.666 ( ) 𝑊

1 2 2 √( 𝑇 ) − {[( 𝑇 ) − 1] 𝑊 𝑊

0.5

2

− ℎ1 = 0

2ℎ 𝑇 + 𝑇1 𝑊 } )

( El valor obtenido por método iterativo para ℎ1 fue: ℎ1 = 0.01289 𝑚 Para el cálculo de la altura del derramadero ℎ𝑤 tenemos un intervalo utilizado que sigue la regla de: 50 𝑚𝑚 < ℎ𝑤 + ℎ1 < 100𝑚𝑚

comúnmente

De lo que suponemos un ℎ𝑤 que cumpla con el intervalo. ℎ𝑤 = 0,05 𝑚 Para calcular ℎ3 que se calcula como el retorno del vertedero, se procede así: ℎ3 = ℎ2 +ℎ𝑔

Figura 2. Alturas del líquido en el plato Donde ℎ2 es la pérdida de frente debido al flujo del líquido debajo del faldón del vertedero y se define: (Treybal, 1995). Ec 6.43 3 𝑞𝐿 ℎ2 = ( ) 2𝑔 𝐴𝑑𝑎 Donde 𝑞𝐿 es el flujo de líquido, 𝑔 la gravedad local (9.8 m2/s) y 𝐴𝑑𝑎 es la menor área de dos, la sección transversal del vertedero o el área libre entre el vertedero y el plato. Tenemos que 𝐴𝑑 (área de vertedero) es 0.1943 𝑚2 y el área libre entre el vertedero y el plato es: ℎ𝑤 𝑊 = 0.02933𝑚2 2 Por lo tanto: 𝐴𝑑𝑎 = 0.02933 𝑚2 Y ℎ2 = 0.0017 𝑚 Volviendo al cálculo de ℎ3 vemos que necesitamos un valor para ℎ𝑔 definido como la caída de presión del gas, y calculado mediante: ℎ𝑔 = ℎ𝐷 + ℎ𝐿 + ℎ𝑅 Donde ℎ𝐷 : Caída de presión en el plato seco ℎ𝐿 : Caída de presión resultante de la profundidad del líquido en el plato ℎ𝑅 : Caída de presión “residual” Donde ℎ𝑟 es: (Treybal, 1995). Ec 6.42 6𝜎𝑔𝑐 ℎ𝑟 = = 0.0033 𝑚 𝜌𝐿 𝑑𝑜 𝑔 Para el cálculo de la caída de presión resultante de la profundidad del líquido en el plato ℎ𝐿 , tenemos que: (Treybal, 1995). Ec 6.38 𝑞 ℎ𝑙 = 6𝑥10−3 + 0,725ℎ𝑤 − 0,238ℎ𝑤 𝑉𝑎 𝜌𝐺 0,5 + 1,225 𝑧 Donde 𝑉𝑎 es la velocidad del gas en el área activa, y 𝑧 es el ancho del flujo promedio que puede tomarse como (𝑇 + 𝑊)/2.

De esta relación obtenemos ℎ𝐿 : ℎ𝐿 = 0.0293 𝑚 Después tenemos que calcular ℎ𝐷 , la caída de presión del plato seco, que está definida como: (Treybal, 1995). Ec 6.36 2ℎ𝐷 𝑔𝜌𝐿 𝐴𝑜 4𝑙𝑓 𝐴𝑜 2 = 𝐶𝑜 [0,40 (1,25 − ) + + (1 − ) ] 𝑉𝑜2 𝜌𝐺 𝐴𝑛 𝑑𝑜 𝐴𝑛 Donde 𝐶𝑜 es el coeficiente de orificio que depende del espesor del plato y diámetro del orificio: 𝑑𝑜 0,25 𝐶𝑜 = 1,09 ( ) 𝑙 𝑓Es el factor de fricción de Fanning y 𝑙 es el espesor del plato. Por la tabla 6.2 del libro “Operaciones de transferencia de masa” de Robert E. Treybal 𝑙 𝑙 obtenemos la relación 𝑑 para platos de acero inoxidable con un 𝑑𝑜 de 6 𝑚𝑚. 𝑑 = 0,32 𝑜

𝑜

Por lo que: 1 0,25 𝐶𝑜 = 1,09 ( ) = 1.45 0.32 Para determinar el factor de fricción de Fanning tenemos que calcular el valor del número de Reynolds del gas que pasa por las perforaciones: 𝑘𝑔 𝑚 𝑣𝑜 𝑑𝑜 𝜌𝐺 (33.39 𝑠 )(0.006 𝑚)(1.1778 𝑚3 ) 𝑅𝑒 = = = 873724.50 𝜇𝐺 2.70 × 10−7 𝑘𝑔/(𝑚. 𝑠) Y se tomó una rugosidad absoluta de acero inoxidable de 0.002 mm. Y con una rugosidad relativa de 0.0003333 (𝜀/𝐷 : rugosidad absoluta/diámetro de orificio) Y viendo el factor de fricción de Fanning se calcula a partir de la ecuación de Colebrook 1 𝜀/𝐷 2.51 = −2𝐿𝑜𝑔 ( + ) 3.7 𝑅𝑒√4𝑓 √4𝑓 Resolviendo esta ecuación de un software o calculadora científica calculamos el factor de Fanning (𝑓) = 0,03119 Y calculamos ℎ𝐷 de la ecuación 6.36 (Treybal, 1995). 𝐴𝑜 𝑑𝑜 −1 𝐴𝑜 2 𝑉𝑜2 𝜌𝐺 ℎ𝐷 = 𝐶𝑜 [0,40 (1,25 − ) + 4𝑓 ( ) + (1 − ) ] = 0.1828𝑚 𝐴𝑛 𝑙 𝐴𝑛 2𝑔𝜌𝐿 Con estos valores calculamos la caída de presión para el gas ℎ𝑔 = ℎ𝑑 + ℎ𝑙 +ℎ𝑟 = 0.2153𝑚 Y el retroceso del vertedero: ℎ3 = ℎ2 + ℎ𝑔 = 0.2170 𝑚 Ahora con el criterio de inundación: ℎ𝑤 + ℎ1 + ℎ3 ≤ 𝑡⁄2 ℎ𝑤 + ℎ1 + ℎ3 = 0.28 𝑡⁄2 = 0,3 𝑚 Como vemos que la suma de ℎ𝑤 + ℎ1 + ℎ3 es menor a 𝑡⁄2 podemos decir que el criterio de inundación se cumple y que la torre no se inunda.  Número de etapas ideales

Como ya tenemos las ecuaciones de la línea operatoria y de la curva de equilibrio expresada en relaciones molares podemos calcular el número de etapas ideales calculadas gráficamente: Línea Operatoria mínima YNp+1 0,00130169 X1 MAX 0,01062229 Y1 9,2242E-06 X0 0 Línea Operatoria real YNp+1 0,00130169 XNP 0,00708152 Y1 9,2242E-06 X0 0 Línea Equilibrio X vs Y YNp+1 0,00130169 X1 MAX 0,01062229 Y 0 X0 0 Tabla 1. Líneas de operación, equilibrio y mínima Líneas Operatorias Y X Ideales Y2 2,296E-05 XO 0 1 Y1 9,224E-06 X1 7,52726E-05 Y3 4,341E-05 X1 7,52726E-05 2 Y2 2,296E-05 X2 0,000187347 Y4 7,388E-05 X2 0,000187347 3 Y3 4,341E-05 X3 0,000354268 Y5 1,193E-04 X3 0,000354268 4 Y4 7,388E-05 X4 0,000602875 Y6 1,868E-04 X4 0,000602875 5 Y5 2,875E-04 X5 0,000973143 Y7 2,875E-04 X5 0,000973143 6 Y6 1,868E-04 X6 0,00152461 Y8 4,374E-04 X6 0,00152461 7 Y7 2,875E-04 X7 0,002345947 Y9 6,606E-04 X7 0,002345947 8 Y8 4,374E-04 X8 0,003569224 Y10 9,932E-04 X8 0,003569224 9 Y9 6,606E-04 X9 0,005391135 10: no la alcanza Y11 1,488E-03 X9 0,005391135 totalmente (Llega Y10 9,932E-04 X10 0,008104637 a 9,62) Tabla 2. Puntos de corte en las líneas de equilibrio y operatoria para el cálculo de etapas ideales

Figura 3. Cálculo de etapas ideales mediante el corte de puntos Como vemos gráficamente se encuentran aproximadamente 9.62 etapas, por lo que usamos 10 etapas para el diseño de la torre como patos ideales.  Eficiencia global y altura de la torre Para calcular la eficiencia global se parte a partir de las siguientes ecuaciones: ℎ𝐿 ∗ 𝑧 ∗ 𝑍 𝜃𝐿 = = 11.17 𝑠 𝑞 Donde 𝜃𝐿 es la relación de volumen del líquido sobre el plato y el flujo volumétrico de líquido. Procedemos a calcular el número de unidades transferencia de masa, N tG por (Treybal, 1995), Ec 6.61:

𝑞 0,776 + 4,57ℎ𝑤 − 0,238 ℎ𝑤 𝑉𝑎 𝜌𝐿 0,5 + 104,6 𝑧 𝑁𝑡𝐺 = = 3.23 𝑆𝑐𝐺0,5 Ahora el número de unidades de transferencia en la fase líquida, NtL. (Treybal, 1995). p.203 𝑁𝑡𝐿 = 40000 ∗ 𝐷𝐴𝐵𝐿 0,5 (0,213𝑉𝑎 𝜌𝐺 0.5 + 0,15)𝜃𝐿 = 1.39 Por último calculamos el valor de número de unidades globales de transferencia de masa en la fase gaseosa, 𝑁𝑡𝑂𝐺 mediante: (Treybal, 1995). Ec. 6.52. 1 1 = 1 𝑚𝐺 1 𝑁𝑡𝑂𝐺 𝑁𝑡𝐺 + 𝐿 𝑁𝑡𝐿 Donde 𝑚 es la pendiente curva de equilibrio 𝑚𝑒𝑞 = 0.1225, expresada en fracciones molares, por lo tanto: 𝑁𝑡𝑂𝐺 = 1.28 Y mediante la ecuación 6.51 de Treybal, calculamos la eficiencia puntual del plato en fase gaseosa: 𝐸𝑂𝐺 = 1 − 𝑒 −𝑁𝑡𝑂𝐺 = 0.7184 Después hallamos el valor de la difusividad de remolino 𝐷𝐸 : 2 3,67 𝑞 𝑚2 + 0,1800 ℎ𝑤 ) = 0.002249 𝑍 𝑠 Luego 𝑃𝑒, el número de Péclet: (Treybal, 1995). p.331 𝑍2 (0.8256 𝑚)2 𝑃𝑒 = = = 27.14 𝑚2 𝐷𝐸 𝜃𝐿 (0.002249 𝑠 )(11.17𝑠) En seguida calculamos el valor del parámetro 𝜂: (Treybal, 1995). p.331 𝑃𝑒 4𝑚𝐺𝐸𝑂𝐺 𝜂= [(1 + ) − 1] = 0.4714 2 𝐿 𝑃𝑒 Para utilizarlo finalmente en la siguiente ecuación36 que define la eficiencia Murphree del plato, 𝐸𝑀𝐺 : 1 − e−(η+Pe) eη − 1 EMG = ( + ) E = 0.9028 (η + Pe)[1 + (η + Pe)/η] η[1 + η/(η + Pe)] oG Ahora se solicita otra corrección para el daño hecho por el arrastre. Esta eficiencia corregida es: (Treybal, 1995). p.203 𝐸𝑀𝐺 𝐸𝑀𝐺𝐸 = 𝐸 1 + 𝐸𝑀𝐺 [1 + 𝐸 ] Donde 𝐸 es el arrastre fraccionario y su valor se lee en la gráfica 6.17 de libro “Operaciones de transferencia de masa” de Robert E. Treybal, este se leer con los parámetros 𝑉(𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑏𝑎𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝑔𝑎𝑠) = 0,75 (𝑟𝑒𝑐𝑜𝑚𝑒𝑛𝑑𝑎𝑑𝑜) 𝑉𝑓(𝑉𝑒𝑙𝑜𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑𝑎𝑐𝑖ó𝑛) Y 0.5 L′ ρG 0.5 2.51 𝑘𝑔/𝑠 1.1778 𝑘𝑔/𝑚3 ( ′) ( ) = ( )( ) = 0.05779 G ρL 1.65 kg/s 812.64 𝑘𝑔/𝑚3

𝐷𝐸 = (3,93 ∗ 10−3 + 0,0171 𝑉𝑎 +

Figura 4. Arrastre de platos perforados (Treybal, 1995) Con estos valores leemos E 𝐸 = 0,042 < 0.1 Por lo tanto No arrastra. Calculando 𝐸𝑀𝐺 𝐸𝑀𝐺𝐸 = = 0.8668 𝐸 1 + 𝐸𝑀𝐺 [1 + 𝐸 ] Con esta eficiencia se puede calcular la eficiencia global de plato, en la que se hace una integración de las eficiencias de cada plato, y se obtiene la siguiente relación: 𝑙𝑜𝑔[1 + 𝐸𝑀𝐺𝐸 (1⁄𝐴 − 1)] 𝐸𝑜 = log 1⁄𝐴 Donde 𝐴 es el factor de absorción definido por: 𝐴 = √𝐴1 𝐴𝑁𝑃 Donde 𝐴1 es el factor de absorción en la parte de abajo y 𝐴𝑁𝑃 de la parte de arriba de la torre 𝐿𝑁𝑝 𝐿𝑜 𝐴1 = = 0.9999 𝑦 𝐴𝑁𝑃 = = 1.0057 𝑚𝑂𝑝𝑒𝑟 𝐺1 𝑚𝑂𝑝𝑒𝑟 𝐺𝑁𝑝+1 Por lo tanto: 𝐴 = √𝐴1 𝐴𝑁𝑃 = 1.0028 Con esto calculamos la eficiencia global de plato Y 𝐸𝑜 = 0.8683

Finalmente calculamos el número de etapas reales: 𝑁 𝑝𝑙𝑎𝑡𝑜𝑠 𝑖𝑑𝑒𝑎𝑙𝑒𝑠 9.6229 𝑁𝑝 𝑟𝑒𝑎𝑙𝑒𝑠 = = = 11.08 ≈ 12 𝑒𝑡𝑎𝑝𝑎𝑠 𝑟𝑒𝑎𝑙𝑒𝑠 𝐸𝑜 0.8683 Y la altura de una etapa es: Altura etapa = t + l = 0.6 + 0.00192 = 0.60192 m Por lo tanto la altura de la torre de platos es: Altura = Nplatos_reales ∗ Altura etapa = 12 ∗ 0.60192 m = 7.22 m  Consumo de energía Sistema Bomba La potencia para la bomba con un rendimiento del 60%, se determina con: 812.05𝑘𝑔 9.81𝑚 3 9.81 ∗ 𝐻𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝜌𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒 𝑄𝑎𝑐𝑒𝑖𝑡𝑒 ( 𝑠 2 ) (7.22𝑚) ( 𝑚3 ) (0.003083𝑚 /𝑠) 𝑊= = 0.60 0.6 = 295.70 𝑊 Sistema Soplador Para la potencia ideal se usa la siguiente fórmula: 𝑃𝑠𝑜𝑝𝑙𝑎𝑑𝑜𝑟 = 𝑄 ∗ 𝜌 ∗ 𝑔 ∗ (𝑎𝑙𝑡 𝑐𝑜𝑙𝑢𝑚𝑛𝑎 + (ℎ𝑔 ∗ 𝑁𝑝𝑟𝑒𝑎𝑙𝑒𝑠 )) 𝑃𝑠𝑜𝑝𝑙𝑎𝑑𝑜𝑟 = 158.64 𝑘𝑊 RESUMEN DE RESULTADOS: SISTEMA DE ABSORCIÓN CORRIENTE BENZENO AIRE- CON FLUJO LIQUIDO DE ACEITE LIGERO ALTURA TOTAL Empaque 2,144 Sello hidráulico 0,052 ALTURA TOTAL (m) 8,5314 DIÁMETRO DE LA TORRE T (m) Calculado 2,217 T (m) Sobre diseñado 2,660590769 T comercial (m) 2,667 At comercial (m)

5,586

P recalculada (Pa/m) Fuerza Impulsora

150

EQUILIBRIO (m)

FL/FG pendiente

-0,209491779

0,122543517

SISTEMA DE ABSORCIÓN CORRIENTE BENCENO-AIRE CON FLUJO LIQUIDO DE ACEITE LIGERO

CONDICIONES DE OPERACIÓN Gs kmol/s 0,057160 Ls kmol/s 0,0104 G's (kg/s) 1,64734 L's (kg/s) 2,5038 X1-Op 0,007081524 Y1-Op 0,001301692 X2-Op 0 Y2-Op 9,22417E-06 ALTURA TOTAL Altura 1 etapa (m) 0,60192 Sello hidráulico 0,301474325 Espesor de plato L (m) 0,00192 Altura total (m) 7,22304 EFICIENCIAS Eog 0,718435 Emg 0,902871 Eo 0,868328854 Platos teórico 9,62296294 Platos reales decimal 11,08216 Platos reales 12,00000 FL/FG pendiente -0,209491779 DIÁMETRO DE LA TORRE T(m) comercial 1,676 No perforaciones 1483 t(m) SUPUESTO 0,6 T(m)calculada con sobredimensión 1,5064790 LLORIQUEO Vow (m/s) 8,1742 Vo (m/s) 33,3906 NO HAY LLORIQUEO: Vo>Vow L/do 0,32 ARRASTRE FRACCIONAL V/VF 0,75 0,5 (L'/G')*(ᵨg/ᵨL) 0,057793 Gráfica 6,17 0,042 NO ARRASTRA: E<0,1 E 0,0028 CRITERIO DE INUNDACIÓN Va(m/s) 1,2145 h1 supuesto 0,0200 hd 0,1828 h1/T 0,0119 hl 0,0293 T/W 1,4286 hr 0,0033 Wef/W 0,9640 hg 0,2153 h1calculado 0,01301099

hw h2 h3 h1 hw+h1+h3 t/2

0,0500 Wef/W 0,0017 h1calculado* 0,2170 Co 0,0130 Re 0,2800 f 0,3 NO SE INUNDA (hw+h1+h3
0,977066074 0,012894617 1,4492 873724,4961 0,031189498

DIAMETROS Tubería Gas y liquido (m/s) Gas (m2) Líquido (m2) Velocidad liquido 1 Área Entrada 1,40000 0,00309 Velocidad Gas 15 Área Salida 0,09333 0,00021 Gas (m) Líquido (m) Gas (in) Líquido (in) Diámetro Entrada 1,33512 0,06271 52,564 2,469 Diámetro Salida 0,34473 0,01619 13,572 0,637 Referencias:  Robert E. Treybal. “Operaciones de transferencia de masa”. 2 edición, McGraw Hill, 1995  Norton: Packed Tower Internals. Catálogo Comercial