CLAUDIA GÓMEZ GÓMEZ
Transcript of CLAUDIA GÓMEZ GÓMEZ
SUBSECRETARÍA DE EDUCACIÓN SUPERIOR
DIRECCIÓN GENERAL DE EDUCACIÓN SUPERIOR
TECNOLÓGICA
INSTITUTO TECNOLÓGICO DE TUXTLA GUTIÉRREZ
TRABAJO PROFESIONAL
COMO REQUISITO PARA OBTENER EL TITULO DE:
INGENIERA QUÍMICA
QUE PRESENTA:
CLAUDIA GÓMEZ GÓMEZ
CON EL TEMA:
“EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA
IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE CALENTAMIENTO
DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES”
MEDIANTE:
OPCION X
(MEMORIA DE RESIDENCIA PROFESIONAL)
TUXTLA GUTIERREZ, CHIAPAS NOVIEMBRE 2012
AGRADECIMIENTOS
A dios, por haberme permitido llegar hasta donde hoy estoy y por su infinito amor.
A mis padres Aimer y Josefa, por que siempre creyeron en mí, por que nunca me
dejaron sola, por la motivación constante que me ha permitido ser una persona de
bien y sobre todo por su amor.
A mis hermanos Aimer y Miri por que siempre confiaron en mí y que siempre
estuvieron a mi lado.
A mi amor Iber, que durante estos años me dio su apoyo incondicional en todo
momento y nunca me dejo darme por vencida.
A mis amigos que de ellos aprendí mucho, y que juntos con ellos reí, soñé y viví
muchas aventuras.
A mis catedráticos, por su tiempo apoyo y sabiduría que me transmitieron en todo
este tiempo, en especial al Ing. José Luis Escobar Villagrán que me guio en el
desarrollo de este trabajo. A los Ingenieros Ferrer y Wilbert que me apoyaron en
su momento
Hay una fuerza motriz más poderosa que el vapor, la electricidad y la energía
atómica: la voluntad. Albert Einstein.
INDICE
Objetivo general
Objetivo especifico
Resumen
Introducción
CAPITULO I MARCO TERICO
SECADO
1.1 secado ……………………………………………………………………………….1
1.2 la ubicación del secado en la Tecnología de la Ingeniería Química……… … 2
1.2.1 Categorías de materiales a secar…………………………............................. 2
1.2.3 Efectos de un diseño incorrecto……………………………………………….. 3
1.2.4 El ingeniero ante el problema del diseño del proceso…………………......... 3
1.3 Tipos de secadores rotatorios…………………………………………………….. 4
1.3.1 Secadores rotatorios directo……………………………………………………. 5
1.3.2 Partes del secador………………………………………………….................... 6
1.4 Balance de calor y materia en secaderos…………………………………... 7
1.5 Tiempo de secado…………………………………………………………….. 9
1.5.1 Ecuación experimentales para el cálculo del tiempo de
residencia………………………………………….................................... 10
1.6 Pendiente de inclinación y rotación del cilindro…………………………… …. 13
INTERCAMBIADORES DE CALOR
2.1 Calentadores de aire para secadores directos…………………………….. 14
2.2 Intercambiadores de calor…………………………………………………........... 14
2.3 Clasificación de las superficies extendidas……………………………………. 17
2.4 Aletas transversales…………………………………………………………......... 19
2.4.1 intercambiadores con aletas transversales…………………… 19
2.5 Coeficientes de película para aletas transversales………………………........ 22
2.6 Condensación dentro de tubos……………………………………………….…. 25
2.7 Condensación en forma de gota y de película……………………………....... 25
2.8 Superficies horizontales tubulares…………………………………………........ 27
2.8.1 Desarrollo de ecuaciones para cálculos……………………………………... 27
SOPLADORES DE AIRE
3.1 Compresores…………………………………………………………………........ 30
3.2 Compresores centrífugos………………………………………………………… 31
3.3 Carga y caballaje del compresor…………………………………………..……. 35
PURIFICACION DE GASES
4.1 Purificación de gases……………………………………………………………... 35
4.1.1 Purificación de gases…………………………………………………… 35
4.1.2 Arrastre de agua………………………………………………….......... 38
4.1.3 Incineración………………………………………………………………. 36
4.1.4 Carbón activado…………………………………………………………. 39
CAPITULO II CALCULOS DE BALANCE DE MATERIA Y ENERGIA
5.1 Proceso de elaboración de la harina……………………………………………. 42
5.2 Balance de materia y energía del secador………………………………..…… 43
5.2.1 Balance de materia……………………………………….……….......... …….. 45
5.2.2 Calculo de caída de presión…………………………………..………… …….. 61
5.2.3 Calculo de las revoluciones y tiempo de residencia de
secador……………........... ………………………………………………………….... 66
5.2.4 Espesor de los espejos del intercambiador…………………….……………. 68
5.2.5 Calculo del espesor de la pare del cabezal del
intercambiador………………………………………………………………………….. 71
5.2.6 Calculo de la potencia del compresor (soplador centrifugo)……………….. 73
6 Eliminación de olores……………………….……………………………………….. 75
6.1 secado de la torta……………………....……………………………………....... 75
6.2 Adsorción de carbón activado……………….…………………………………… 76
6.3 Capacidad de adsorción del carbón activado en fase vapor………………… 79
6.4 Capacidad de adsorción del carbón……………………………………………. 86
CONCLUSIONES………………………………………………………………………. 88
ANEXOS………………………………………………………………………………… 90
BIBLIOGRAFIA………………………………………………………………………… 98
OBJETIVO GENERAL
Diseñar un sistema de calentamiento de aire indirecto, para un secador rotatorio ya
existente, así como evaluar su funcionamiento con respecto a los requerimientos de la
calidad de la harina de pescado, así como la purificación de emisiones del secador.
OBJETIVO ESPECIFICO
Elegir un modelo matemático, con el cual se haga funcionar el secador de acuerdo
a las necesidades del producto.
Diseñar un sistema de calentamiento.
Proponer un sistema de desodorizacion del aire de salida del secador.
RESUMEN
En el trabajo se presenta la evaluación de un secador rotario ya existente en la empresa
Maya Golden, mediante modelos matemáticos que nos ayudara a calcular el balance de
materia, energía y la velocidad de secado, tamaño de lote de acuerdo a las dimensiones
de este.
INTRODUCCIÓN
El municipio de Catazajá, Chiapas, es un sistema lagunar ha tenido las siguientes
cantidades de pesca en los últimos años 2008 (169,561), 2009 (314,374), 2010(112,165)
y 2011(47,974), la cual ha ido bajando debido a la presencia de una nueva especie
llamada Plecos tomus, ya que por su características físicas ha ido acabando con los
demás peces nativos causándoles grandes perdidas a los pescadores. Debido a esto la
empresa Maya Golden ha implementado un nuevo proyecto; en el cual se le utilizara a
este pescado como materia prima para la realización de harina de pescado, como
suplemento alimenticio para animales.
Dicha empresa ya contaba con algunos equipos, dentro de los cuales un secador rotatorio
incompleto de cual no se cuenta con la información de su funcionamiento, así mismo este
equipo no cuenta con un sistema de calentamiento de aire, razón por la cual se hizo
necesario hacer los Balances de Materia y Energía correspondientes, tomando en cuenta
las características del mismo y diseñar un calentador de aire para el secador que utilizara
vapor como medio de calentamiento. Por otra parte también se necesita plantear un
medio de eliminación de olores ya que al momento de la cocción del pescado este
desprenderá gran cantidad alrededor de la empresa, y posiblemente cause molestias a
los vecinos.
Problemas del secador: Este no cuenta con algún sistema anexo para su óptimo
funcionamiento, ni siquiera el calentador de aire y ventilador; a continuación se da las
características con que cuenta el secador:
Vista transversal
Diámetro del secador: 0.90m
Altura: 3.14m
Longitud: 4.50m
8 elevadores de 2.20m de largo, 0.10m de ancho y espesor 0.05m
DATOS DE MOTOR DEL SECADOR
Trifásico de inducción, alta eficiencia cerrada
Tipo Gp 10 Cp: 5 Kw:3.73
Min-1: 1735 v: 208-230/460 Hz: 60
A: 14.5-13.5/6.7
Armazón 184 T TCVE
Eficiencia nominal n: 87.5%
Eficiencia máxima asoc n min :85.5%
Servicio continuo aislamiento clase F F:S:1.15
A todo lo anterior se propone la utilización de aire calentado en forma indirecta ya que se
trata de un alimento, que consistirá en vapor que pasara a través de un as de tubos
aletados y utilizando como medio de impulsor un ventilador mediante un soplador de aire,
para que este impulse el aire a través del secador, ya que anexo al secador se dispone
con un caldera de vapor de hasta .
A continuación se presenta el marco teórico para el secado, así como los requerimientos
para la realización del Balance de Materia Y Balance de Energía, para que el sistema de
calentamiento de aire tenga el adecuado funcionamiento.
CAPÍTULO I
MARCO TEÓRICO
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
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SECADO
1.1 SECADO
El término secado implica la transferencia de un líquido procedente de un sólido
húmedo a una fase gaseosa no saturada, es decir la eliminación de humedad por
evaporación de sólidos. Así lo corrobora F. Kneule (1976) cuando señala "el
termino secado para los procesos térmicos, como la operación de eliminación de
sustancias volátiles (humedad) por calentamiento de un sólido" (Pág. 204). Como
se ha indicado, en la mayoría de los casos la principal sustancia volátil es el agua
y es entonces la parte acuosa que se retiene con el concepto de humedad.
El mecanismo del proceso del secado es regido por los principios de transferencia
de masa y calor y consisten en el transporte de masa desde el interior del sólido a
la superficie, la vaporización del líquido, en o cerca de la superficie y el transporte
de vapor hacia la masa gaseosa. Simultáneamente se transfiere calor de la masa
gaseosa a la fase sólida, donde todo o una porción del calor vaporiza el líquido o
se acumula en el sólido como calor sensible. El secador rotatorio (fig. 1) es el más
utilizado en la industria. Ha sido utilizado por muchos años ya que presenta
muchas ventajas; por ejemplo, en capacidades altas y medianas la inversión en
capital es moderada, pueden operar durante años sin problemas de
mantenimiento y su eficiencia térmica es alta (50 a 85% dependiendo del
secador).El secador rotatorio consiste en una coraza cilíndrica sostenida sobre
engranes, de manera que pueda girar sobre su propio eje. Está montado con una
pequeña inclinación respecto a la horizontal, que junto con una Hélice en el
cilindro impulsa a los sólidos alimentados para que fluyan hasta la salida del
cilindro secador. El medio de secado es generalmente aire que se calienta
previamente con combustible, vapor sobrecalentado o en bajas capacidades con
resistencias eléctricas. Su operación es comúnmente de tipo directo, habiendo
secadores de tipo indirecto. Los secadores rotatorios cuentan con aletas en su
interior que sirven para levantar el sólido y esparcirlo en la corriente gaseosa,
mejorando la transferencia de calor.
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CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
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Figura 1
1.2 LA UBICACIÓN DEL SECADO EN LA TECNOLOGIA DE LA INGENIERIA
QUIMICA
El proceso de secado de sólidos es de considerable importancia práctica y
económica en todas las industrias.
De acuerdo con una estimación grosera, la cantidad de gua eliminada en los
secadores de la industria alimenticia y de proceso en Gran Bretaña, es de 10
millones de toneladas por año y la cantidad de combustible empleada equivalente
a mas de 5 millones de tonelada de carbón. La mayor cantidad de material
secado, de un mismo tipo, vendido por las industrias químicas, corresponde a los
fertilizantes nitrogenados sintéticos, incluyendo mezclas.
1.2.1 CATEGORIAS DE MATERIALES A SECAR
En la industria química propiamente dicha encontramos las siguientes categorías
de materiales sólidos con el contenido de agua prefijado:
(a)Sólidos porosos, como trozos de goma sintética
(b)Pastas y sedimentos, como los que provienen de filtros y centrifugas.
(c)Cristales (tanto orgánicos como inorgánicos) y gránulos (comúnmente mezclas)
generalmente mayores a un milímetro.
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(d)Polvos que fluyen bien, generalmente de tamaño menor que 200µm (micrones)
que pueden incluso fluir bien estando mojados pero producen gran cantidad de
polvo cuando están secos.
(e)Suspensiones que requieren ser secadas sin separación previa del solido
húmedo.
(f)Líquidos, como extractos, emulsiones y algunas soluciones concentradas.
En el secado no siempre es agua el líquido a eliminar; puede ser algún disolvente
volátil, a veces una sustancia inflamable o toxica.
1.2.3 EFECTOS DE UN DISEÑO INCORRECTO
Aunque en la fábrica de productos químicos, el capital y el costo operativo de los
secadores solo representan una pequeña parte del costo total, el buen
funcionamiento de un secador reviste gran importancia porque puede afectar a las
especificaciones del producto terminado desde el punto de vista comercial, como
son las características de fluidez de los polvos, su granulometría, su tendencia a
aglutinarse o trasudar durante el almacenamiento. Un secador demasiado
pequeño puede reducir la producción de toda la planta química; por otra parte, si
el secador elegido sea de inferior calidad, ya sea porque dificulta los procesos
posteriores, o resulta difícil de mezclar con otros sólidos o es inaceptable para los
compradores.
1.2.4 EL INGENIERO ANTE EL PROBLEMA DEL DISEÑO DEL PROCESO
El ingeniero encargado del diseño del proceso es responsable de fabricar un
producto a partir de ciertas materias primas o intermedias semiterminadas, y tiene
la tarea poco envidiable de elegir la forma más económica de secador capaz de
dar la producción requerida de sólidos secos que cumplan con las
especificaciones exigidas con la industria moderna.
Si al analizar los equipos de secado que no han cumplido los requerimientos
previsto, se ha podido comprobar que al fabricante del equipo no se la informado
adecuadamente de todos los números hechos relacionados con el proceso. Esto
ocurre habitualmente por falta de apreciación del parte del ingeniero de diseño de
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todos los factores relacionados con la elección del equipo de secado y no se debe
a la intención de mantener algún secreto.
1.3 TIPOS DE SECADORES ROTATORIOS
Los secadores rotatorios pueden ser clasificados como directos, indirectos-
directos, indirectos y tipos especiales. Estos nombres se refieren a los métodos de
transmisión de calor, de esta manera lo explica F. Kneule (1976) señalando que:
Calor directo, flujo a contracorriente. Para materiales que pueden calentarse
a temperaturas elevadas, como minerales, arena, piedra caliza, arcillas,
etc., se puede utilizar un gas de combustible como gas de secado. Para
sustancias que no pueden calentarse excesivamente, como ciertos
productos químicos cristalinos como sulfato de amonio y azúcar de caña, se
puede utilizar aire caliente.
Calor directo, flujo a corriente paralela. Los sólidos que pueden secarse con
un gas de combustible sin miedo de contaminarlos, pero que no deben
calentarse a temperaturas muy elevadas por temor a dañarlos (como yeso,
piritas de fierro, y materiales orgánicos como la turba y la alfalfa), deben
secarse en un secador con flujo a corriente paralela.
Calor indirecto, flujo a contracorriente. Para sólidos como pigmentos
blancos y similares, que pueden calentarse a temperaturas elevadas pero
que nunca deben entrar en contacto con el gas, puede utilizarse el secador
indirecto
Directo-indirecto. Estos secadores, más económicos de manejar que los
secadores directos, pueden utilizarse para sólidos que pueden secarse a
altas temperaturas mediante un gas de combustible, en especial cuando los
costos de combustible son altos y cuando se deben eliminar elevados
porcentajes de humedad del solido. en este secador a temperaturas
relativamente altas sin peligro de que se quemen
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1.3.1 SECADORES ROTATORIOS DIRECTO
Son cilindros huecos que giran sobre su eje, por lo general con una ligera
inclinación hacia la salida. Los sólidos granulares húmedos se alimentan por la
parte superior y se mueven por el cilindro a medida que este gira. El calentamiento
se lleva a cabo por contacto directo con gases calientes con flujo de
contracorriente. En algunos casos, el calentamiento es por contacto indirecto a
través de la pared calentada del cilindro. Las partículas granulares se mueven
hacia delante con lentitud y a contracorriente con los gases calientes
Los secadores rotatorios, son los secadores más utilizados en la industria, esto se
debe principalmente a que muchos materiales pueden ser secados a través de
ellos. Estos requieren de poca labor por parte de sus operadores y si se
mantienen de manera apropiada, esencialmente con una buena lubricación,
pueden operar continuamente bajo control automático por largos períodos de
tiempo y con supervisión ocasional.
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1.3.2 PARTES DEL SECADOR
Figura 3
Un secador rotatorio operado bajo presión atmosférica consiste de una carcasa
cilíndrica que gira sobre cojinetes apropiados y, por lo común tiene una leve
inclinación hacia la salida en relación con la horizontal. La longitud de la carcasa
cilíndrica varía entre cuatro y diez veces su diámetro. El diámetro se encuentra
entre 30 cm hasta más de 3 m (figura 3).
Los sólidos húmedos que se introducen por un extremo del cilindro se desplazan a
lo largo de él, debido a la rotación, el efecto de la carga y la pendiente del cilindro.
Los gases que circulan por el cilindro pueden reducir o aumentar la velocidad de
movimiento de los sólidos, según que la circulación del gas sea en contracorriente
o siga una corriente paralela con la circulación de los sólidos (figura 4).
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Figura 4
1.4 BALANCE DE CALOR Y MATERIA EN SECADEROS
Un secador de rotatorio directo consta esencialmente de una cámara en la que
fluye en contracorriente aire y los sólidos a secar como se muestra a continuación
(figura 5)
1 2
2 1
Figura 5
Los sólidos se introducen a razón de (kg de sólidos secos/h), cuyo contenido en
agua es a una temperatura , abandonando el secadero a una temperatura
con un contenido en agua . La corriente de aire se introduce en el secadero
con un caudal (kg de aire seco/h), a una temperatura con un contenido en
AIRE
Fa, Ta, Wa
QL
SOLIDOS
Fs, Ts, Ws
Q1
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
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humedad de (kg de agua/kg de aire seco), mientras que lo abandona a una
temperatura , con una humedad
Al realizar el balance de materia para el agua se obtiene:
Mientras que el balance energético conduce a la expresión:
En la que es el calor añadido al secadero desde cualquier fuente externa, es
el calor perdido, y Hà es la entalpia del aire expresada según la ecuación.
En la que el termino calor húmedo representa la cantidad de calor requerido para
elevar la temperatura de 1kg de aire seco mas el vapor de agua que contiene en
1ºC (Geankoplis, 1983). Para una mezcla aire-vapor de agua. Donde W es la
humedad absoluta, es el calor específico del aire (KJ/Kg de agua-k).
La entalpia de una mezcla vapor-gas se define como la suma de las entalpías del
gas y del vapor que contiene. Para mezclas aire-agua esta relación se puede
expresar como:
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En la que es la temperatura de referencia y es el calor latente del agua a .
El valor de es 2501.4 KJ/Kg de agua usando aire y vapor de agua saturado a
0ºC como punto de referencia.
Por lo tanto
)
En la que es el calor especifico de los solidos, y el correspondiente al agua
que contiene (4.187 KJ/KgK).
1.5 TIEMPO DE SECADO
El tiempo medio de residencia en un secador rotatorio está influenciado
por diversas variables, como las dimensiones de este y características de sólidos.
Una de estas características por lo general, de no tenerse en cuenta estas
correlaciones no se puede estimar el tiempo medio de residencia, es el contenido
de humedad del alimento sólido.
Dentro del secador, ocurren tres principales fenómenos de transporte
simultáneamente que son:
El transporte de sólidos húmedos
Intercambio de calor entre el gas y el sólido
Y el vapor de agua de transferencia de masa de los sólidos al gas
La cantidad total de calor transferida administrada durante el paso de
sólidos a través del secador dependen en gran medida el área superficial y el
tiempo de contacto entre las dos fases (Kelly, 1995).
Por lo tanto, el conocimiento de la distribución del tiempo de residencia de sólidos
es fundamental para resolver el calor y la masa de las ecuaciones diferenciales de
transferencia para describir completamente la temperatura y los perfiles
administrados contenidos a lo largo de la secadora para los sólidos y las fases del
gas.
Numerosas han sido las correlaciones propuestas para la estimación del
tiempo de residencia media de la fase sólida dentro de un secador rotatorio.
Partían desde muy simples correlaciones empíricas para modelos muy complejos.
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Friedman and Marshall (1949) fueron los primeros en proponer una ecuación
integral que a menudo ha sido utilizada en el diseño de secadores rotatorios. La
ecuación de Friedman y Marshall (1949) se informó ampliamente en un gran
número de documentos, pero a veces erróneamente. Perry et al. (1984) reporto
una correcta versión de esta correlación. Sai et al. (1990) procedió esa nueva
correlación utilizando un enfoque idéntico al utilizado por Friedman y Marshall
El tiempo de residencia del producto en el secador depende del comportamiento
del material y las características mecánicas del secador.
Una estimación del tiempo de residencia de un producto en un secador rotatorio
es dificultosa de obtener debido a la compleja interacción de los siguientes
factores:
Porcentaje de carga.
Número de elevadores.
Diseño de elevadores.
Inclinación del secador desde la base horizontal.
Velocidad de rotación de la carcasa del secador.
Longitud (efectiva) del secador.
Diámetro del secador
Propiedades físicas del material a secar.
Velocidad del aire dentro del secador.
1.5.1 ECUACION EXPERIMENTALES PARA EL CÁLCULO DEL TIEMPO DE
RESIDENCIA
Basado en trabajos experimentales, Williams-Gardner halló una fórmula para
estimar el tiempo de residencia:
Donde
t: Tiempo de residencia, min.
L: Longitud efectiva del secador, pie.
n: Velocidad angular, rpm.
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D: Diámetro de la carcasa, pie.
S: Inclinación de la carcasa, pulg/pie.
v: Velocidad del aire, pie/min.
K, Y: Constantes.
Las constantes K y Y dependen de ciertos características de diseño tales como
número y diseño de los elevadores, tamaño y densidad de partícula, y método de
operación del secador.
Para secadores directos de carcasa sencilla:
Donde se asume de 10 a 15%, en volumen, de elevadores. K tiene un valor de
0.52 a 2.0 cuando se trabaja con flujos en contracorrientes y de 0.2 a 0.17 para
flujos en paralelos.
Friedman y Marshall sugieren la siguiente relación para el tiempo de residencia t en
minutos:
Parámetros típicos de secadores Rotatorios
Diámetro del cilindro 0.3-5 m
Longitud del cilindro 5-90 m
Producto de RPM y diámetro 7-10 (rev/min) x m
Velocidad de los gases 1.5-3 m/s
Inclinación 1 en 40 o 1 en 20
Eficiencia 30 a 55% con vapor
45 a 75% con combustible
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Donde:
5.05 PDB : Es una constante cuyo valor depende del material a secar.
DP : Promedio ponderado del tamaño de partícula del material, m.
F: Velocidad de alimentación, lb material/h*pie2(área transversal al flujo).
S: Inclinación, pie/pie.
N: Velocidad angular, rpm.
L: Longitud del secador, pie.
D: Diámetro del secador, pie.
G: Velocidad másica de aire, lb/h*pie2.
Para flujos en contracorrientes el signo en la expresión es positivo, y para flujo en
paralelo éste es negativo.
Alternativamente, Seaman y Mitchell recomiendan:
Donde a es una constante del diseño del elevador y b es una constante del
tamaño de partícula. Y es negativo para flujo en contracorriente. De acuerdo
con Saeman y Mitchell el valor de a puede variar entre 2.0 y 3.14. Con elevadores
diseñados para obtener las mejores cascadas, el valor de a se aproxima a 3.0
pero es probable que 2.5 sea un valor más real. El valor de b aplicable a
materiales inorgánicos gruesos es , para materiales finos el valor es
.
En los equipos a contracorriente no debe exceder a la mitad de la pendiente
real; de otra manera se obtendrá un flujo irregular de solidos.
Es habitual que los grandes equipos giren a 3 ó 4 rpm y que los más pequeños lo
hagan a mayor velocidad . La velocidad del aire es de 0.25 a 2.5m/s
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Peck y Wasan, derivaron teóricamente una expresión para el tiempo de
residencia. Su expresión es:
Donde la constante C depende del diseño del elevador, K es un coeficiente de
arrastre (partícula a aire) y es el ángulo de inclinación del secador.
Se ha mostrado algunas correlaciones para obtener el tiempo de residencia de un
producto, si bien pueden tener un grado de exactitud aceptable la dificultad de
utilizar cualquier de ellas radica en obtener todos los datos de las variables que
intervienen.
El tiempo de residencia estimado a partir de una prueba experimental fidedigna,
debe primar en casos extremos, bajo contenido de humedad final y alta
temperatura del producto final.
1.6 PENDIENTE DE INCLINACIÓN Y ROTACIÓN DEL CILINDRO
Para predecir el tiempo de retención el cual depende de la rotación del cilindro y
de la pendiente. Se ha encontrado que ampliamente se utiliza la ecuación de
Saeman y Mitchell:
Para lo que se elige una velocidad razonable que tiene como común una velocidad
periférica de la carcasa de 10 a 25m/min. Entonces:
= = rpm
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INTERCAMBIADORES DE CALOR
2.1 CALENTADORES DE AIRE PARA SECADORES DIRECTOS.
Este tipo de calentadores es alimentado con gas o petróleo, su cámara de
combustión es cilíndrica y tiene una longitud aproximada de dos diámetros. Los
productos calientes de la combustión descargan dentro de una cámara de
mezclado donde se mezclan con el resto del total del aire (aire de enfriamiento o
de dilución). Para obtener una combustión completa, de manera que no se
produzca una corriente gaseosa humeante, es necesario utilizar un quemador con
tiro forzado, ya que el de tiro inducido es insuficiente para hacer funcionar los
quemadores de baja presión.
Prácticamente todo el calor liberado en la llama aparece como el calor sensible de
los gases y como las pérdidas de calor por las paredes son comparativamente
pequeñas, la temperatura de la pared esta entre unos 100 a 200ºC por debajo de
la temperatura de la llama. Cuando el quemador trabaja con una baja relación de
exceso de aire, las paredes de éste alcanzarían una temperatura de pared de
aproximadamente 1700ºC y sería necesario usar un material súper refractario, el
cual es muy costoso. Para superar esto se debe operar con un exceso de aire de
un 100%, del cual se admite un 30% en el quemador y el 70% restante por un
anillo de tomas dispuesto alrededor de la cámara de combustión, lo cual
mantendrá la temperatura del material refractario alrededor de los 1400ºC,
teniéndose una temperatura en la llama de aproximadamente entre 1500 y
1600ºC. El uso de un ventilador es suficiente para obtener el exceso deseado.
La cámara de mezclado del aire de dilución debe tener idealmente una longitud
aproximada de 10 a 12 diámetros para asegurar un mezclado satisfactorio. En la
práctica esto no resulta cómodo, pero la introducción de3 una o más curvas de en
ángulo recto o un cortacorrientes anular mejora el mezclado y resulta sencillo de
disponer. Además, la curva actúa como blindaje a la radiación, lo cual es
importante cuando el combustible usado es petróleo, pues la cámara se comporta
como un cuerpo negro a 1500ºC.
2.2 INTERCAMBIADORES DE CALOR
Un intercambiador de calor es un dispositivo diseñado para transferir calor entre
dos medios, que estén separados por una barrera o que se encuentren en
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contacto. Son parte esencial de los dispositivos de refrigeración,
acondicionamiento de aire, producción de energía y procesamiento químico.
Cuando a las superficies ordinarias de transferencia de calor se les se le añaden
piezas adicionales de metal, estas últimas extienden la superficie disponible para
transferencia de calor. Mientras que las superficies extendidas aumentan la
transmisión total de calor, su influencia como superficie se trata de una manera
diferente de la simple conducción y convección.
Considere un intercambiador convencional de doble tubo cuya sección transversal
(Figura 6). Suponga que el fluido caliente fluye en el ánulo y el fluido frío en el
tubo interior, ambos en flujo turbulento, y que las temperaturas efectivas sobre la
sección transversal son Tc y tc respectivamente.
Figura 6.Tubo ordinario y tubo aleteado
El calor transferido puede calcularse a partir de la superficie del tubo interior, el
coeficiente del ángulo y la diferencia de temperatura Tc-tw, donde tw es la
temperatura de la superficie exterior del tubo interior. Luego suponga que al tubo
interior se le sueldan aletas de metal como se muestra en la Fig. 6 (b) Puesto que
las aletas de metal se fijan a la superficie del tubo frío, sirven para transferir calor
adicional del fluido caliente al tubo interior. La superficie total disponible para la
transferencia de calor no corresponde ya a la circunferencia exterior del tubo
interior, sino que está aumentada por la superficie adicional en los lados de las
aletas. Si las aletas de metal no reducen el coeficiente de transferencia de calor
convencional en el ánulo por cambio apreciable en las líneas de flujo, se
transferirá más calor del fluido en el ánulo al fluido en el tubo interior.
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Figura 7. Algunas formas comerciales de superficies extendidas. a. Aleta longitudinal.
(Griscom-Russell Co ) b. Aletas transversales. (Griscm Russell Co.) c. Aletas
discontinuas. (Babcock and Wilcox Co.) d. Dientes o espigas. (Babcock and Wilcox Co.) e.
Espinas. (Themek Corponztíor.~ (Gardner,Tmnsactions of tke ASME)
A las tiras de metal o piezas que se emplean para extender las superficies de
transferencia de calor se les conoce genéricamente como aletas. Se mostrará, sin
embargo, en el caso de tuberías y tubos, que cada pie cuadrado de superficie
extendida es menos efectivo que un pie cuadrado de superficie estándar o no
extendida.
Refiriéndonos de nuevo a la Fig. 6(b) hay una diferencia de temperatura Tc-tf entre
el fluido del ánulo y la aleta, el calor que fluye por la aleta será conducido por ella
hacia el tubo interior. Para que el calor sea conducido al tubo, tf debe ser mayor
que la temperatura de la pared del tubo tw. Entonces Tc-tf es menor que Tc-tw
Puesto que la diferencia de temperatura efectiva entre el fluido y la aleta es menor
que la del fluido y el tubo, resulta en una menor transferencia de calor por pie
cuadrado de superficie para la aleta que para el tubo. Aún más, la diferencia de
temperatura entre el fluido y la aleta cambia continuamente desde la extremidad a
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CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
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la base debido a la velocidad a la que el calor entra a la aleta por convección y a la
que es transferido a su base por conducción.
Se encontrará que hay dos principios de transferencia de calor fundamentales que
están involucrados en las correlaciones de las aletas:
1. Determinar de la geometría y conductividad de la aleta la naturaleza de la variación de la temperatura.
2. Determinar el coeficiente de transferencia de calor para la combinación de aleta y superficie estándar o no extendida. En el caso de los intercambiadores de doble tubo, por ejemplo, la aleta suprime las corrientes de remolino espiral respecto al ánulo, lo que a su vez, reduce el coeficiente de convección para el ángulo debajo de su valor convencional determinado por la ecuación:
2.3 CLASIFICACIÓN DE LAS SUPERFICIES EXTENDIDAS
Las aletas de ciertos tipos industriales se muestran en la Fig. 7 Las tuberías y
tubos con aletas longitudinales son vendidas por varios fabricantes y consisten de
largas tiras de metal con canales sujetos a la parte exterior del tubo. Estas tiras se
sujetan ya sea por inserción al tubo (Figura 8) o soldándolas continuamente por su
base.
Figura 8. Colocaciones de aletas
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Cuando se usan canales se sueldan integralmente al tubo (Figura 8b). Este tipo de
aletas longitudinales se usa comúnmente en intercambiadores de doble tubo o en
intercambiadores de tubo y coraza sin deflectores cuando el flujo procede a lo
largo del eje del tubo.
Las aletas longitudinales se emplean más comúnmente en problemas que
involucran gases y líquidos viscosos o cuando debido al reducido flujo de uno de
los medios de transferencia se originan flujos laminares.
Las aletas transversales se fabrican en una gran variedad de tipos y se emplean
principalmente para el enfriamiento y calentamiento de gases en flujo cruzado. Las
aletas helicoidales (Figura 9a) se clasifican como aletas transversales y se sujetan
en varias formas tales como insertos, expandiendo el metal mismo para formar la
aleta o soldando una cinta metálica al tubo en una forma continua.
Figura 9. Aletas trasversales
Las aletas de tipo disco son también del tipo transversal y usualmente se sueldan
al tubo o se sujetan a él mediante contracción, como se muestra en la figura 9b y
c. Para colocar una aleta de disco por contracción a un tubo, el disco, con un
diámetro interior un poco menor que el diámetro exterior del tubo, se calienta
hasta que el diámetro interior excede el diámetro exterior del tubo. Se recorre
luego el tubo hasta su posición, y cuando se enfría, el disco se contrae formando
una unión perfecta con el tubo. Una variación de esta técnica en la figura 9 c
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emplea una campana la cual lleva un anillo hueco en el que se coloca un metal
caliente. Otros tipos de aletas transversales son conocidas como aletas
discontinuas, y en la Figura 10 se muestran varias formas, tales como las aletas
de tipo estrella.
Figura 10. Aletas discontinuas
Las aletas de tipo espina y tipo diente o espiga, emplean conos, pirámides o
cilindros que se extienden desde la superficie del tubo de manera que se pueden
usar para flujo longitudinal o flujo cruzado. Cada tipo de tubo aleteado tiene sus
propias características y efectividad para la transferencia de calor entre la aleta y
el fluido dentro del tubo, lo que resta de este capítulo trata de la derivación de las
relaciones y aplicaciones de los tipos más comunes. Posiblemente el principal uso
futuro estará localizado en el campo de la energía atómica para recuperación
controlada del calor de fisión, en los intercambiadores para las plantas
comerciales de oxígeno, en la propulsión a chorro y en los ciclos de las turbinas de
gas.
2.4 ALETAS TRANSVERSALES
2.4.1 INTERCAMBIADORES CON ALETAS TRANSVERSALES
Los intercambiadores de aletas transversales en flujo cruzado sólo se usan
cuando los coeficientes de película de los fluidos que pasan sobre ellos son bajos.
Esto se aplica particularmente a gases y aire a presiones bajas y moderadas.
También se dispone de tubos que tienen muchas y muy pequeñas aletas
formadas integralmente a partir del tubo mismo y que se usan en los
intercambiadores convencionales 1-2 con deflectores de flujo lado a lado. Estos
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CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
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pueden ser calculados usando una curva de transferencia de calor para el lado de
la coraza y una curva de eficiencia apropiada. Posiblemente la aplicación más
interesante de las aletas transversales se encuentra en los enfriadores de gases y
aplicaciones de calentamiento de los mismos como en los hornos y calderas
(economizadores), los serpentines para aire acondicionado, condensadores de
vapor enfriados por aire para turbinas y motores de explosión y otros servicios
especiales.
Figura 11. Condensador atmosférico de aletas transversales
Figura 12. Enfriador de gas de aletas transversales (Foster Wheeler Corp.)
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Una aplicación que está ganando popularidad es el condensador de vapor
enfriado por aire que se muestra en la Figura 11 para localidades que no cuentan
con el adecuado suministro de agua de enfriamiento. El vapor entra a los tubos y
un abanico induce una corriente de aire que circula sobre los tubos aleteados del
aparato. En esta forma es posible lograr una mejor aproximación a la temperatura
atmosférica que la que se lograría con una superficie razonable compuesta
enteramente por tubos lisos.
En la Figura 12 se muestra una planta de un enfriador de gas de alta temperatura
usado en un laboratorio para pruebas de aviación. Con las excepciones ya
indicadas, todos los otros intercambiadores de aletas transversales operan a flujo
cruzado. La verdadera diferencia de temperatura para sistemas que operan en
flujo cruzado, difieren naturalmente de los otros tipos de flujo, excepto cuando un
fluido es isotérmico; entonces todos los sistemas están en verdadero flujo a
contracorriente.
Cuando un gas pasa a ángulos rectos por un haz compuesto de una sola hilera de
tubos en un solo paso, se puede considerar que ambos fluidos no se mezclan. Sin
embargo, no es siempre posible determinar con claridad si ambas corrientes se
mezclan, la definición es algo arbitraria en el caso de haces de tubos de longitudes
cortas y largas. En el estudio inferior, se tratan cuatro posibilidades teóricas de
mezcla, para permitir un estimado del error que resulta de la suposición de uno de
ellos en particular. No se han estudiado todas las posibles diferencias de
temperatura en los flujos cruzados, pero se dispone de las principales
derivaciones.
Las siguientes derivaciones son esencialmente aquellas de Nusselt l2 y Smith, l3 y
las gráficas de las ecuaciones finales están dadas en la forma desarrollada por
Nagle y Bowman, Mueller. Estas derivaciones involucran las suposiciones usuales
excepto las calificadas para la mezcla. Si T se refiere al fluido caliente, t al fluido
frío, y los subíndices 1 y 2 a la entrada y salida respectivamente, es conveniente
definir tres parámetros, como sigue:
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Por lo tanto se define para contracorriente
Empleando el factor FT para corregir la MLDT a la verdadera diferencia de
temperatura At en el flujo cruzado
Donde At = FT X MLDT. Sin subíndice (r) se refiere al valor verdadero en flujo
cruzado.
Aplicando balances de calor se obtiene:
Donde es función solo de . Sea XY el el área total de los
tubos barrida por el fluido a medida que se mueve hacia abajo en dirección X y el
fluido en los tubos se mueve de izquierda a derecha en la dirección Y.
2.5 COEFICIENTES DE PELÍCULA PARA ALETAS TRANSVERSALES
Casi todos los datos disponibles en escala comercial se han efectuado en base de
aire o gas de combustión. La curva de transferencia de calor empleada aquí ha
sido transformada de los datos de Jameson, que concuerda dentro de límites
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razonables con los resultados publicados por Tate y Cartinbour para
economizadores. Se ha encontrado que el coeficiente de transferencia de calor no
está influido por el espaciado de las hileras subsiguientes aun cuando casi todos
los datos fueron obtenidos para arreglos triangulares en tresbolillo.
La trayectoria de flujo de calor real en aletas transversales probablemente difiera
algo del arreglo idealizado usado al derivar la eficiencia de la aleta. En los arreglos
triangulares el aire o gas golpea la parte frontal y los lados de las aletas anulares
pero no la parte posterior de las mismas. Como se ha determinado
experimentalmente, h, es realmente sólo un valor promedio. La concentración de
calor en la parte conductora de una aleta anular, posiblemente introduce un
potencial para que el calor fluya alrededor de la aleta metálica, factor que no se ha
tomado en cuenta en la derivación. Las aletas discontinuas tales como estrellas u
otros tipos, dan por lo general coeficientes más altos que las aletas helicoidales o
de disco, y esto puede ser atribuido en parte a la mayor facilidad con la que el gas
penetra los espacios adyacentes a las aletas discontinuas. Debido a que muchas
de las aplicaciones involucran gases, se ha hecho costumbre en la transferencia
de calor mediante superficies extendidas, usar el factor de transferencia de calor
de Colburn j, = (h/cG)( cp/k)s.
A manera de una presentación consistente de los datos de Jameson, éstos han
sido convertidos al factor de transferencia de calor de Sieder-Tate como se
muestra en la Figura 10a con el valor de la corrección para viscosidad Φ tomado
como 1.0 para gases.
Figura 13. Transferencia de calor y caída de presión en aletas transversales (a)
Jamenson, (b) Gunter and Shaw, Transactions of the AME
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El diámetro equivalente en la correlación de Jameson ha sido definido por:
El perímetro proyectado es la suma de todas las distancias externas en la vista de
planta de un tubo aleteado transversal. La masa velocidad se computa del área
libre de flujo en un banco simple de tubos a ángulos rectos al flujo de gas.
Caída de presión para aletas transversales. A diferencia de los coeficientes de
transferencia de calor, la caída de presión es grandemente influida por el
espaciado de las hileras sucesivas de tubos, su disposición, y el espaciado. Es a
menudo posible en equipo de aletas transversales que los pasos verticales y
transversales en los tubos sean diferentes. De las excelentes correlaciones de que
se dispone para la caída de presión en flujo cruzado se usa aquí la de kunter y
Shaw. l8 Es igualmente satisfactoria para cálculos de flujo cruzado en tubos lisos y
la correlación se basa en aceite, agua y aire. A pesar de que se ha objetado la
amplitud de la correlación, esta da valores relativamente seguros para la caída de
presión. Los números de Reynolds se computan en la base de un diámetro
volumétrico equivalente que refleja la proximidad y el arreglo de las hileras
sucesivas de tubos, y la ecuación de la caída de presión contiene dos factores
adimensionales de configuración. El diámetro volumétrico equivalente está
definido por:
El volumen libre neto es el volumen entre las líneas de centro de dos bancos de
tubos verticales menos los volúmenes de la mitad de los tubos y aletas
comprendidos dentro de las líneas de centro.
El factor de configuración es un grupo adimensional que ordinariamente se pierde
en la derivación pero que puede ser incluido según el criterio del experimentador.
Los factores usados son S, y SL donde ST es el paso en el banco transversal y S,
es la distancia centro a centro al tubo más cercano en el siguiente banco. La caída
de presión es entonces.
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Donde es la longitud de la trayectoria. En la figura 10(b) se dan los factores de
fricción.
2.6 CONDENSACION DENTRO DE TUBOS
Un fluido puede existir como gas, vapor o líquido. El cambio de líquido a vapor es
vaporización, y el cambio de vapor a líquido es condensación. Las cantidades de
calor involucradas en la condensación o vaporización de una libra de fluido son
idénticas. Para fluidos puros a una presión dada, el cambio de líquido a vapor o de
vapor a líquido ocurre sólo a una temperatura, que es la temperatura de saturación
o de equilibrio. Puesto que los cambios de transferencia de calor vapor-líquido
usualmente ocurren a presión constante o casi constante en la industria, la
vaporización o condensación de un compuesto simple normalmente se efectúa
isotérmicamente.
Cuando un vapor se remueve después de su formación y no se le permiten
contactos posteriores con el líquido, la adición de calor al vapor causa
sobrecalentamiento, durante el cual se comporta como un gas. Si se condensa
una mezcla de vapores en lugar de un vapor puro, a presión constante, en muchos
casos los cambios no tienen lugar isotérmicamente. El tratamiento general de
mezcla de vapores difiere en ciertos aspectos de aquéllos de los compuestos
simples y se estudiarán en el siguiente capítulo con la ayuda de la regla de la fase
de J. Willard Gibbs.
La condensación tiene lugar a muy diferentes velocidades de transferencia de
calor por cualquiera de los dos siguientes y distintos mecanismos físicos que
serán discutidos, en forma de gota y en forma de película. El coeficiente de
película en la condensación está influido por la textura de la superficie en la cual
tiene lugar la condensación y también si la superficie condensante está montada
verticalmente u horizontalmente. A pesar de estas complicaciones aparentes, la
condensación, igual que el flujo laminar, es susceptible de un estudio matemático
directo.
2.7 CONDENSACIÓN EN FORMA DE GOTA Y DE PELÍCULA
Cuando un vapor puro saturado entra en contacto con una superficie fría tal como
un tubo, se condensa y puede formar gotitas en la superficie del tubo. Estas
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gotitas pueden no exhibir ninguna afinidad por la superficie descubierto en el cual
se puede formar sucesivas gotitas de condensado.
Cuando la condensación ocurre por este mecanismo se llama condensación en
forma de gota. Sin embargo, usualmente puede aparecer una inconfundible
película a medida que el vapor se condensa en el tubo cubriéndolo. Se requiere
vapor adicional para condensarse en la película del condensado en lugar de
hacerlo sobre la pared del tubo directamente. Esta es condensación en forma de
película. Los dos mecanismos son distintos e independientes de la cantidad de
vapor condensante por pie cuadrado de superficie. La condensación en forma de
película no es una transición de la condensación en forma de gota debido a la
rapidez a la cual el condensado se forma sobre el tubo. Debido a la resistencia de
la película de condensado al paso de calor a través de ella, los coeficientes de
transferencia de calor para la condensación por gotas son de cuatro a ocho veces
mayores que para la condensación de película. El vapor de agua es el único vapor
puro conocido que se condensa en forma de gota, y se requieren condiciones
especiales para que esto ocurra.
Afortunadamente, el fenómeno de condensación en forma de película es
susceptible de análisis matemático, y la naturaleza de la condensación en una
superficie fría puede ser considerada como de autodifusión. La presión de
saturación del vapor en el cuerpo del vapor es mayor que la presión de saturación
del condensado frío en contacto con la pared fría. Esta diferencia de presiones
provee el potencial necesario para mover al vapor del cuerpo de éste a mayor
velocidad. Comparada con la pequeña resistencia a la transferencia de calor por
difusión del vapor al condensado, la película del condensado, en la pared fría del
tubo, constituye la resistencia controlante Es la lentitud con la que el calor de
condensación pasa a través de esta película lo que determina el coeficiente de
condensación. La expresión última para una ecuación de los coeficientes de
condensación se puede obtener del análisis dimensional donde el coeficiente
promedio es una función de las propiedades de la película de condensado, k , ρ,
g, µ, y L, , y λ, esta última propiedad es el calor latente de vaporización. Nusselt
derivó teóricamente las correlaciones del mecanismo de condensación en forma
de película, y los resultados que obtuvo están en excelente concordancia con los
experimentos.
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CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
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2.8 SUPERFICIES HORIZONTALES TUBULARES
Considere un cubo de longitud unitaria a un radio r haciendo un ángulo α con la
vertical. El flujo de la masa de vapor a la película de condensado a través del área
r da y con un espesor de película de y’ está dada por la ecuación de conducción.
2.9 DESARROLLO DE ECUACIONES PARA CÁLCULOS.
McAdams encontró, a partir de las correlaciones de datos de varías
investigaciones, que los coeficientes de condensación observados para el vapor
en tubos verticales eran 75% mayores que los coeficientes teóricos calculados
mediante la Ecuación:
Los valores calculados de la ecuación anterior concuerdan, sin embargo, para
condensado en flujo laminar con aquellos valores calculados con la ecuación para
flujo laminar ordinario.
Cuando un líquido desciende verticalmente por la parte exterior de un tubo,
ciertamente su flujo es laminar en la parte superior, donde la acumulación del
condensado es pequeña. Si en el tubo se condensa una cantidad relativamente
grande de vapor, es posible que en algún punto debajo de la parte superior la
película cambie a flujo turbulento. Esto puede ser estimado del diámetro y longitud
del tubo, la viscosidad del condensado y la cantidad que se condense.
Refiriéndonos al tubo como se muestra en la Figura 14
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Figura 14. Película vertical descendente
El área achurada en la parte exterior del tubo representa la película de
condensado como se vería en cualquier punto mirando hacia abajo. Esto es
similar al flujo en el término de un intercambiador de doble tubo, excepto que la
superficie exterior de la película no está formada por un tubo concéntrico. En el
caso de intercambiador de doble tubo, el diámetro equivalente se tomó como
cuatro veces el radio hidráulico. Luego
Para tubos verticales sea
Siendo la carga por tubo donde es el numero de tubos,
lb/(h)(pie2)
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/
Llamando a la carga de condensado por pie lineal
lb/(h)(pie lineal)
La ecuación del Re se transforma en
La carga total de calor es
Sustituyéndola
Multiplicando el miembro derecho por
Para tubos horizontales la ecuación se transforma en
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Donde la carga para un tubo horizontal es
Las ecuaciones se obtuvieron para condensación en un sólo tubo. En un haz de
tubos verticales la presencia de uno o más tubos no altera las suposiciones en las
que se basaron las derivaciones. Sin embargo, en los haces con tubos
horizontales se ha encontrado que la salpicadura de los condensados a medida
que éstos gotean en las hileras sucesivas de los tubos, origina que G” sea casi
inversamente proporcional a en lugar de de manera que es preferible usar
un valor ficticio para los tubos horizontales.
lb/(h)(pie lineal)
Dentro de los tubos de un condensador horizontal de un solo paso, cada tubo
condensa una cantidad igual de vapor y no hay cambio en el coeficiente debido a
la salpicadura del condensado de una hilera a otra. Sin embargo, a medida que el
condensado fluye a lo largo de la parte inferior de los tubos, desarrolla una
película de condensado más gruesa con su consiguiente resistencia, que no es la
anticipada en la derivación.
SOPLADORES DE AIRE
3.1 COMPRESORES
Un compresor es una máquina de fluido que está construida para aumentar la
presión y desplazar cierto tipo de fluidos llamados compresibles, tal como lo son
los gases y los vapores. Esto se realiza a través de un intercambio de energía
entre la máquina y el fluido en el cual el trabajo ejercido por el compresor es
transferido a la sustancia que pasa por él convirtiéndose en energía de flujo,
aumentando su presión y energía cinética impulsándola a fluir.
Al igual que las bombas, los compresores también desplazan fluidos, pero a
diferencia de las primeras que son máquinas hidráulicas, éstos son máquinas
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térmicas, ya que su fluido de trabajo es compresible, sufre un cambio apreciable
de densidad y, generalmente, también de temperatura; a diferencia de los
ventiladores y los sopladores, los cuales impulsan fluidos compresibles, pero no
aumentan su presión, densidad o temperatura de manera considerable.
3.2 COMPRESORES CENTRÍFUGOS
En un compresor centrífugo se produce la presión al aumentar la velocidad del gas
que pasa por el impulsor y, luego, al recuperarla en forma controlada para producir
el flujo y presión deseados.
La mayor parte de los impulsores para la IPQ son del tipo de inclinación hacia
atrás o inversa, que permite mejor control porque su curva de rendimiento tiene
mayor pendiente. La velocidad en las puntas de un impulsor convencional suele
ser de 800 a 900 ft/s. Esto significa que el impulsor podrá producir alrededor de
9 500 ft de carga, lo que depende del gas que se comprima.
Si se requieren valores más altos, se emplean compresores de etapas múltiples.
Los gases pesados como el propano, el propileno o freón necesitan una reducción
en la velocidad en las puntas, porque estos gases tienen velocidades sónicas más
bajas, comparadas con el aire. Para ellos, el número de Mach relativo en el lado
del impulsor está limitado a 0.8.
En las industrias de procesos químicos se utilizan compresores de todos los tipos
y tamaños para aire y gases. La selección se basa en los fundamentos de la
termodinámica, y no se debe considerar que sea tan difícil o complicada, que sólo
los fabricantes puedan hacer la elección inicial del compresor para condiciones
dadas del proceso.
Algunas aplicaciones típicas son:
Compresores de aire para servicios e instrumentos en casi cualquier planta. Sopladores sencillos en plantas de recuperación de azufre.
Sopladores grandes en unidades de craqueo catalítico
Compresores de refrigeración de baja temperatura en unidades para etileno, polietileno o p-xileno.
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
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Compresores de alta presión para gas de alimentación, reforzadores y para gas recirculado en plantas de hidrocarburos, amoniaco y síntesis de metanol.
Los compresores son del tipo dinámico o de desplazamiento Positivo. Los
dinámicos incluyen centrífugos de flujo radial y axial y, en menor grado, los de
emisión parcial para bajo flujo. Los tipos de desplazamiento positivo son de dos
categorías básicas: reciprocantes y rotatorios. El compresor reciprocante tiene uno
o más cilindros en los cuales hay un pistón o émbolo de movimiento alternativo,
que desplaza un volumen positivo con cada carrera. Los rotatorios incluyen los
tipos de lóbulos, espiral, aspas o paletas y anillo de líquido, cada uno con una
carcasa, con uno o más elementos rotatorios que se acoplan entre sí, como los
lóbulos o las espirales, o desplazan un volumen fijo en cada rotación.
COMPRESORES Y SOPLADORES
Tipos Dinámicos
Centrífugos
Flujo Axial
Tipos de Desplazamiento Positivo
Recíprocantes Rotatorios
Flujo Radial
Dos
lóbulos
Tres
lóbulos
De espiral
seco
Aspas
Anillo de
liquido
Enfriados por aire
Enfriados por
agua
Una etapa
Etapas múltiples
Con turbina de
gas integral
Con turbina de
gas separada
Una etapa
Etapas
múltiples
Modular
Dividido
Horizontal
mente
Etapas
múltiples
Etapas
múltiples con
aspas
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33
Condiciones de funcionamiento
Se debe tener cierta información acerca de:
a) Las condiciones de funcionamiento de cualquier compresor b) Las propiedades del aire, gas o mezcla de gases que se va a comprimir
El análisis del gas se suele expresar en porcentaje en volumen. Un análisis molal
se puede convertir con facilidad en un análisis en porcentaje molal para determinar
las propiedades de la mezcla de gases. En los compresores de aire se requiere la
humedad relativa o temperatura determinar la cantidad de humedad que hay en el
aire.
La razón de los calores específicos, k en donde se puede expresar a la
temperatura de succión. Para un cálculo más exacto, k debe estar a la
temperatura promedio durante el ciclo de compresión.
Los factores de compresibilidad, que indican la desviación con respecto a un gas
ideal, se dan o calculan en las condiciones de succión y de descarga. Para el aire
o para un gas puro hay disponibles gráficas de factores de compresibilidad, como
funciones de la presión y temperatura reales. Si no se cuenta con esas gráficas
para gases mezclados se acostumbra utilizar las tablas generales de
compresibilidad que requieren calcular la presión reducida, Pr y la temperatura
reducida, Tr. Estos términos se definen mediante P, = P/Pc y Tr =T/T en donde P,
T, son la presión y temperatura reducidas, P y T son presión psia, y temperatura
ºR, en las condiciones reales de funcionamiento; Pc y Tc son la presión crítica,
psia, y la temperatura crítica, ºR, de la mezcla. Para demostrar las diversas
relaciones, se examinará el procedimiento para una mezcla de gases.
Las presiones y temperaturas se deben dar en las condiciones de succión, y la
presión en las condiciones de descarga, incluso la presión de cualquier carga
lateral o requisito intermedio en el ciclo total de compresión. No se da la
temperatura de descarga, sino que se calcula para incluir los efectos del aumento
de temperatura durante la compresión. Las presiones, por lo general, se expresan
en lb/in2 manométricas (psia) o en lb/in’ absolutas (psia).
Las capacidades se pueden expresar en diversas formas:
Flujo en peso, W, lb/h o lb/min
Gasto, referido a las condiciones estándar, que suele ser 14.7 y 60’F en las industrias de procesos químicos, expresado como
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
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PCME: pies cúbicos estándar por minuto
PCHE: pies cúbicos estándar por hora
MMPCDE: millones de pies cúbicos estándar por día de 24 horas
El gasto, en relación con las condiciones en la succión que se suele expresar como: PCMS, ft3/min o ft3/s
Q o Q, ft3/min, o ft3/s.
No importa la forma en que se exprese la capacidad, pues hay que
convertirla a la capacidad en las condiciones de succión para seleccionar el
compresor del tamaño correcto. Esta conversión se puede hacer con el empleo de
cualquiera de las siguientes relaciones, o todas ellas:
En donde Ves el volumen, P es la presión absoluta, T es la temperatura absoluta y
z es el factor de compresibilidad.
En la ecuación anterior se puede suponer que el factor de compresibilidad, z1 es
de 1.0 si P, y T, están a las condiciones estándar de 14.7 psia y 520ºR.
En donde W el flujo, lb/min, es el volumen específico, ft3/lb, y es la densidad,
lb/ft3. El volumen específico, se puede calcular con:
En donde es el peso molecular.
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CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
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35
3.3 CARGA Y CABALLAJE DEL COMPRESOR
Ciertos tipos de compresores funcionan muy cerca de las condiciones adiabáticas;
muchos otros tienen desviaciones importantes de las adiabáticas, y el ciclo de
compresión se debe considerar como politrópico. En este caso, las relaciones
necesarias son:
En donde es el caballaje politrópico para el gas, hp, W es el flujo en
peso, lb/min, es la carga politrópica, (ft-lb)/lb; es la eficiencia politrópica
son los factores de compresibilidad para las condiciones de succión y de
descarga, es el peso molecular, es la temperatura de succión, ºR, y rc es la
relación de compresión.
El valor de la cantidad en las diversas relaciones politrópicas se obtiene con
PURIFICACION DE GASES
4.1 PURIFICACION DE GASES
Además de la contaminación atmosférica derivada de la reducción anaeróbica de
los residuos líquidos, los procesos liberan cantidades importantes de gases,
vapores y partículas finas que salen al aire. Los principales problemas se
presentan en los pozos de almacenamiento y durante el cocimiento, secado y
envasado. La materia prima puede entrar en descomposición con mucha facilidad.
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
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36
El cocimiento del pescado, se hace normalmente por inyección de vapor en
estanques alargados a los que la materia prima es transportada mediante un
sistema de tornillo sin fin. Los cocedores nunca son herméticos y por sus diversas
aberturas se escapa una importante cantidad de materias volátiles.
Cuando el pescado es fresco los olores molestan solo por su persistencia e
intensidad. Los cocedores deben estar dotados de un sistema de ventilación local
que permite capturar estos gases para su posterior tratamiento.
En el secado, los gases calientes recorren el horno evaporando de 80 a 90% de la
humedad total. Aunque la materia prima húmeda no entra fácilmente en
combustión, es imposible evitar que las partículas mas finas sean arrastradas por
la turbulencia producida por los gases caliente. Se produce el secado inmediato de
parte de este polvo fino, que se quema produciendo el olor fuerte típico de la
proteína en combustión. Por otra parte los gases de secado y la humedad
arrastran las materias volátiles, de olor a veces muy desagradable. Se produce
una masa importante de gases cargados de humedad y sustancias de olor fuerte,
fácilmente perceptibles aun en diluciones de 1000 a 2000 veces. Su disolución
mediante chimeneas normalmente es insuficiente para evitar molestias a la
comunidad, en especial cuando las industrias están mal ubicadas en relación a los
vientos dominantes, cuando estos soplan desde las direcciones menos
convenientes, o cuando hay una importante concentración de industrias. Resulta
indispensable por eso someter estos efluentes a un proceso de tratamiento antes
de su emisión a la atmosfera.
Cada tonelada de harina de pescado produce cerca de 10000 de efluente del
secador. Considerando la concentración de material odorífero que estos contienen
serán capaces de ser percibidos aun si se diluyen en una masa de 20 000 000 de
de aire. Una planta de tamaño relativamente pequeño, capaz de producir 5
ton/h, puede contaminar un volumen de 100 millones de de aire por hora. Una
acumulación de varias plantas puede significar un problema serio para un sector
importante de la ciudad en la cual están ubicadas.
En cualquiera de los casos es necesario aplicar alguna forma de desodorizacion si
se quiere evitar problemas a la comunidad. Las más habitualmente utilizadas son:
Enmascaramiento
Arrastre de agua y tratamiento químico
Incineración
Carbón activado
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo I
37
4.1.1 ENMASCARAMIENTO
El enmascaramiento de los malos olores consiste en mezclar estos con otros
olores agradables que los disimulan. Se basa en primer lugar en incrementar la
polución del aire y las molestias pues, incluso un olor agradable puede resultar
molesto si lo que se prefiere es simplemente aire fresco. Y en segundo lugar, la
densidad gaseosa del olor enmascarante y la de la harina de pescado se separan
de todas formas a una determinada distancia por lo que puede suceder que, de
dos observadores, uno de ellos detecte primero el olor y el otro el de la harina de
pescado, pero en cualquier caso ambos percibirán una sensación molesta.
4.1.2 ARASTRE CON AGUA
Permite una reducción considerable del olor eliminando las sustancias solubles
con la misma. Este sistema no supone una solución completa del problema, ya
que lo único q hace es trasladar las sustancias olorosas del aire al efluente, pero
sin embargo, puede resultar aceptable si el suministro de agua es abundante. Esta
manipulación resulta muy útil aun en aquellos casos en los que posteriormente se
realiza un tratamiento desodorizante.
Para este tipo de tratamientos suele resultar suficiente una simple torre de arrastre
por la que el aire efluente que discurre en sentido ascendente se halla sometido a
una ducha continua en forma de cascada. Con esta operación se trata de
conseguir un intimo contacto entre el aire y el agua por lo que este tipo de torres
suelen contener anillos de cerámica, chapas de fibrocemento onduladas o
aspersores.
El agua de mar, si se dispone de ella, resulta perfectamente adecuada para este
propósito, pero si no se dispone de abundante suministro de agua, o no se
considera conveniente su polución, puede utilizarse un sistema indirecto,
consistente en enfriar la masa de aire efluente por contacto con una serie
serpentines enfriados por agua. El enfriamiento condensa el agua que este aire
contiene, arrastrando en la condensación alguna de las sustancias disueltas. Si es
preciso, el agua de los serpentines, puede reenfriarse en una torre de
enfriamiento, lo que permite su utilización en circuito cerrado.
Los otros métodos de purificación del aire efluente se basan en el intento de
oxidación de las moléculas orgánicas responsables del olor, para transformarlas
así en sustancias inodoras, tales como el anhídrido carbónico.
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo I
38
El tratamiento químico constituye también, básicamente, en un sistema de
purificación por lavado en que los oxidantes químicos, como el hipoclorito sódico,
o el permanganato potásico, o el ozono, disueltos en el agua, ejercen un efecto
oxidante (o de otra naturaleza) además del efecto de lavado ejercido por el agua
misma. Este tipo de tratamientos puede resultar muy eficaz pero el coste de los
productos químicos empleados puede resultar muy elevado y por otra parte el
propio proceso esta todavía en fase de perfeccionamiento. Además la utilización
de este sistema incrementa la polución del agua.
4.1.3 INCINERACION
Consiste en someter el aire efluente a una temperatura de 700-800ºC durante
unos segundos. Este sistema es, sin duda, el más eficaz de todos si se realiza
adecuadamente, pero el calentamiento de aire resulta caro. En los
deshidratadores indirectos suele ser conveniente desviar el aire efluente
mezclándolo con un chorro de vapor del empleado en el calentamiento de la
caldera de cocción. Las calderas no están diseñadas para este propósito pero la
experiencia demuestra que funciona correctamente siempre que el volumen de
aire a tratar no sea excesivamente elevado. De todas formas, no se dispone de
una experiencia a largo plazo a este respecto, por lo que es posible que,
utilizándola en estas condiciones, se reduzca ligeramente su vida útil por causa de
una mayor corrosión. No obstante, a pesar de ello, este defecto puede
considerarse perfectamente aceptable a la vista del gasto que requiera la
instalación y el mantenimiento de un sistema de incineración.
La instalación de un incinerador es una inversión importante pero puede resultar
necesaria: cuando no resulta conveniente la instalación de generadores de vapor,
o cuando es preciso tratar el aire de la fábrica.
La elección del método adecuado de tratamiento del aire efluente constituye un
problema diferente en cada fábrica y depende de parte del tipo de materia prima
empleada, del tipo de deshidratador, de su proximidad a zonas habitadas, de la
disponibilidad del agua para arrastre, del consumo de combustibles, etc. A primera
vista cabria pensar que las fabricas próximas a zonas residenciales o áreas
industriales son las que sufren con mayor intensidad estos problemas pero la
experiencia demuestra que las instaladas zonas alejadas tienen a veces mayores
dificultades, ya que el aire en el campo, es de mayor pureza y la polución se
advierte con mayor facilidad. Probablemente la mejor solución consista en utilizar
la menor cantidad de aire posible, y arrastrar con el agua parte de las sustancias
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo I
39
olorosas eliminando en el resto en la caldera, por incineración. La utilización de
una torre de enfriamiento y de intercambiadores de calor reduce al mínimo la
utilización de agua y su polución. Estas precauciones, conjuntamente con la
correcta observancia de medidas de limpieza en la fabrica y, lo que es mas
importante, la calidad de la materia prima, permite reducir al mínimo los problemas
derivados de los malos olores.
4.1.4 CARBON ACTIVADO
Los filtros con carbón activado se utilizan generalmente en la purificación de aire,
agua y gases, para quitar vapores de aceite, sabores, olores y otros hidrocarburos
del aire y de gases comprimidos. Los diseños más comunes utilizan filtros de una
o de dos etapas, donde el carbón activado se introduce como medio filtrante.
También tiene uso para purificación del agua de lluvias en zonas donde esta es
usada para usos domésticos. Existen filtros de carbón activado a los que se les
agrega plata para que no se desarrollen bacterias en él, circunstancia no verifica
de manera independiente. Además de que se corre el riesgo de que la misma
plata contamine el agua.
Los filtros con partículas más pequeñas de carbón activado tienen generalmente
una mejor tasa de absorción. Por otro lado, la acidez y temperatura del agua a
filtrar influyen en el desempeño del filtro de carbón activado. A mayor acidez y
menor temperatura del agua, el desempeño de los filtros de carbón activado
mejora. El asbesto no puede ser eliminado del agua a través de un filtro de carbón
activado.
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
CAPITULO II
CÁLCULOS DE
BALANCE DE MATERIA
Y ENERGÍA
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
42
5.1 PROCESO DE ELABORACION DE HARIA DE PESCADO
Capacidad máxima de operación: 30 ton/día
El pescado se ingresará inmediatamente al proceso al momento de su
recepción, para evitar su almacenamiento, procurando con ello la posible
descomposición del mismo.
La planta está contemplada para su operación los 12 meses del año.
La jornada de trabajo está estimada para 8 horas cada día.
El proceso de producción será semicontinuo, ya que unos equipos
trabajarán de manera continua, mientras que otros lo harán por cargas, es
decir, por lotes
El proceso se realiza como se muestra a continuación:
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
43
En la siguiente tabla esta representado el balance de materia estimado de acuerdo
a la capacidad máxima de producción mostrada anteriormente, para una base de
cálculo de 30 ton/día, lo equivalente a 4285 kg/hr.
5.2 BALANCE DE MATERIA Y ENERGIA DEL SECADOR
Características del secador a evaluar:
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
44
Vista transversal
Diámetro del secador: 0.90m
Altura: 3.14m
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
45
Longitud: 4.50m
8 elevadores de 2.20m de largo, 0.10m de ancho y espesor 0.05m
El cual no cuenta con un sistema de calentamiento, ángulo de elevación del
secador, tiempo de secado, balance de materia y energía y sistema de
calentamiento.
DATOS DEL MOTOR
Trifásico de inducción, alta eficiencia cerrada
Tipo Gp 10 Cp: 5 Kw:3.73
Min-1: 1735 v: 208-230/460 Hz: 60
A: 14.5-13.5/6.7
Armazón 184 T TCVE
Eficiencia nominal n: 87.5%
Eficiencia máxima asoc n min :85.5%
Servicio continuo aislamiento clase F F:S:1.15
Bajo las condiciones anteriores en las que se encontraba el secador se realizaron
los siguientes cálculos:
5.2.1 BALANCE DE MATERIA
CANTIDAD DE ENTRADA AL SECADOR PROVENIENTE DE LAS 3
CORRIENTES
Evaporador = 394.88 kg/h
Prensado = 1371.42 kg/hr
Decantado = 128.57 kg/hr
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
46
COMPOSICION HARINA ENTRADA COMPOSICION HARINA SALIDA
Sólidos = 0.4071 Sólidos = 0.8481
Agua = 0.5657 Agua = 0.0952
Aceite = 0.0271 Aceite = 0.05665
NOMENCLATURA Y DATOS
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
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ECUACION EMPIRICA PARA CALCULAR EL CALOR ESPECÍFICO DE LA
HARINA A LA ENTRADA
ECUACION EMPIRICA PARA CALCULAR EL CALOR ESPECÍFICO DE LA
HARINA A LA ENTRADA
ENTALPIA DEL PESCADO A LA ENTRADA
ENTALPIA DEL PESCADO A LA SALIDA
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
48
CALCULANDO LA ENTALPIA DEL AIRE
AIRE ENTRADA
Cm1 = Cpa1 + (Wa1 * Cpw)
Cm1 = calor especifico del aire a la entrada
Cm1 = 0.25 + (0.018 * 0.47 )
Cm1 = 0.25846
AIRE SALIDA
Cm2 = Cpa1 + (Wa1 * Cpw)
Cm2 = 0.25 + (0.051 * 0.47 )
Cm2 = 0.27397
ENTRADA
Ha1 = Cm1 (Ta1 – T0) + Wa1 * λ
Ha1 = 0.25846 ( 120°C – 0°C) + (0.018 * 596.97 )
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
49
SALIDA
Ha2 = Cm2 (Ta2 – T0) + Wa2 * λ
Ha2 = 0.27397 ( 45°C – 0°C) + (0.051 * 596.97 )
CALCULANDO EL FLUJO DE AIRE
CALCULANDO
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
50
DISEÑO TERMICO DEL INTERCAMBIADOR
Se propone trabajar con vapor saturado a 150°C
Calculando Pabs
Pabs= 70 Pman= 55.3
Pabs= 4.925 Pman= 3.89
BALANCE DE ENERGIA
Despejando
VAPOR (M, Hv)
Tv1= 150°C = 302°F
Condensado (M, Hc)
Tc= 150°C = 302°F
Aire a la entrada (Fa, Ha2)
Ta1=25°C = 77°C
Aire a la salida (Fa, Ha2)
Ta2= 120°C =248°F
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
51
=
596.97
Sustituyendo los datos en
( )
= 272.4700
Los datos serán los mismos que el B.M.E del secador
Calculando la Carga térmica
= 247343.8843
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
52
FLUIDO FRIO
(aire)
FLUIDO
CALIENTE (vapor)
ΔT
TEMPERATURA
ALTA
54°F
TEMPERATURA
BAJA
225°F
CALCULANDO EL ARE CON ECUACION DE TRANSFERENCIA DE CALOR
Ud= 50
Proponiendo una Ud de 15
DATOS DE LOS TUBOS
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
53
DATOS DE LA ALETA ANULAR
CALCULANDO EL AREA DE LA ALETA POR CADA PIE LINEAL (AA)
AREA DEL TUBO SIN ALETAS POR CADA PIE LINEAL (At)
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
54
AREA DEL TUBO POR CADA PIE LINEAL ( )
AREA TOTAL DE TRANSFERENCIA DE UN TUBO PARA SU LONGITUD
CALCULANDO EL NUMERO DE TUBOS ( )
DISEÑO PARA EL BANCO DE TUBOS
Banco de tubos de 5x7 Nt por cada banco = 5
(7 bancos con 5 tubos cada uno, alternados de acuerdo al arreglo triangular)
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
55
AREA LIBRE DE UN TUBO LISO
PERIMETRO PROYECTADO (
DIAMETRO EQUIVALENTE
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
56
=
AREA TOTAL DEL FLUJO DEL CAMBIADOR
FLUIDO FRIO (AIRE LADO
EXTERIOR)
FLUIDO CALIENTE (VAPOR INTERIOR
DE TUBOS)
Flujo de masa
=
=
Temperatura promedio del aire
Calculando el coeficiente de película de
condensación del vapor
h' = 0.729 ((〖𝑘𝑙〗^3. ρ𝑙(ρ𝑙−ρ𝑔) . 𝜆^∗. 𝑔
)/(𝜇𝑙. 𝐷𝑜 . 𝛥𝑡))^(1/4)
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
57
Conductividad del aire, a
Calor especifico del aire, a
Viscosidad dinámica del aire, a
Reynolds
Calculando de la fig del anexo 3
Coeficiente individual de
transferencia del lado del aire
Proponiendo un factor de obstrucción, ,
(Agua destilada)
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
58
Proponiendo un factor de obstrucción
(agua tratada)
Eficiencia de las aletas. Cuando no
hay factor de obstrucción, reemplace
por , de la figura 16.13ª
Espesor de la aleta a la mitad
Para calcular la eficiencia, se
calculara el siguiente término
adimensional:
Coeficiente individual de transferencia de
lado del vapor
Conductividad del material de las aletas
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
59
Sustituyendo
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
60
Por lo tanto el
Utilizando los coeficientes puntuales del aire y de película del vapor (sin factor de
obstrucción)
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
61
Utilizando los coeficientes puntuales del aire y de película del vapor (con factor
de obstrucción)
5.2.2 CALCULO DE LA CAIDA DE PRESION DEL AIRE (con ecuaciones del
Kern)
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
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EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
63
en función del Reynolds
Por lo tanto de la figura 16.18b
Aproximado=
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
64
Sustituyendo datos
Método del Yunus Cengel
Calculando
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
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65
Calculando
Leyendo f
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
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66
Calculando
5.2.3 CALCULO DE LAS REVOLUCIONES Y TIEMPO DE RESIDENCIA DEL
SECADOR
Ecuacion de William-Gardern, para secadores directos con carcaza sencilla
K= Velocidad del aire
L= Longitud efectiva del secador
N= Velocidad angular
D= Diámetro de la carcasa
S= Inclinación de la carcasa
T= Tiempo de residencia
CALCULANDO FLUJO DE AIRE
Flujo volumétrico
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
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67
Realizando iteraciones
Suponiendo Tiempo de 1hr
Calculando la Velocidad del aire
Calculando el tiempo y proponiendo revolución
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
68
5.2.4 ESPESOR DE LOS ESPEJOS DEL INTERCAMBIADOR
Los espejos constituyen un elemento importante dentro de un intercambiador de
calor, por tal motivo, su cálculo debe efectuarse tomando en consideración cada
uno de los factores que puedan afectarlo tales como ranuras, corrosión,
recubrimientos, etc.
Aunque el diseño de los espejos es sumamente complejo, en el presente trabajo
se presentan las formulas para calcular espesores de espejos fijos pues es
nuestro caso.
El diseño se realiza bajo las normas TEMA, el cual dice que por ningún motivo el
espesor de los espejos debe ser al menos del diámetro exterior de los tubos.
Existen dos formas del cálculo de espesor calculado por esfuerzo cortante.
Siempre y cuando se establezca la siguiente relación:
En todo caso que no se cumpla, se calculara con esfuerzo por flexión, con la
siguiente ecuación:
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
69
Calculando el Esfuerzo constante
Como no se cumple el criterio establecido se opta por la ecuación de Esfuerzo por
flexión:
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
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70
Calculado a F de la siguiente tabla:
Calculando
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
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71
Mas el 10% de defecto de construcción
La tabla siguiente muestra los valores mínimos de grosor que han de tener las
placas tubulares. Hemos de aprobar que el valor que de obtener es igual o
superior al que muestra esta tabla para darlo como correcto:
5.2.5 CALCULO PARA EL ESPESOR DE LA PARED DEL CABEZAL DEL
INTERCAMBIADOR
Presión interna
Esfera y cabeza hemisférica
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
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Calculando el espesor de la pared
Agregar por margen de corrosión
Presión interna
Cabeza elipsoidal 2:1
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
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Agregando por margen de corrosión
5.2.6 CÁLCULO DE LA POTENCIA DEL COMPRESOR (soplador centrifugo)
Modelo isentropico
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
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EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
75
ELIMINACION DE OLORES
6.1 SECADO DE LA TORTA
La Torta de Prensa llega al secador con un 35-45 % de agua, y tras el secado
debe contener un máximo del 12 % (máximo comercial de humedad) para que la
futura harina no fermente.
Se pueden producir olores molestos debidos a la descomposición de la materia
orgánica producidos durante la fase de acopio y almacenamiento de la materia
prima, así como en la fase de cocción-prensado.
El pescado, y sobre todo sus subproductos, se alteran con facilidad produciendo
infinidad de sustancias volátiles que comunican el olor característico del pescado
alterado. Este problema se acrecienta con las elevadas temperaturas del verano,
periodo que corresponde además al de mayor volumen de producción por la
disponibilidad de materia prima. De todas las sustancias volátiles, la trimetilamina
es la sustancia que mayores problemas de olores presenta. Esta sustancia
proviene de la reducción (microbiana, enzimática, etc) de su óxido, que es un
componente natural exógeno y variable de la alimentación de todo pescado. Es
gaseoso, incoloro, de olor penetrante y desagradable, con una densidad entre
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
76
0,00067 kg/m3; 0,67 g/cm3, masa molar de 59,11 g/mol, punto de fusión de 155,35
K (-118 °C) y un punto de ebullición 276,02 K (3 °C)
6.2 ADSORCIÓN EN CARBÓN ACTIVO
Las operaciones de adsorción explotan la capacidad especial de ciertos sólidos
para hacer que sustancias específicas de una solución se concentren en la
superficie de la misma. De esta forma, pueden separarse unos de otros los
componentes de Soluciones gaseosas o líquidas.
La adsorción se utiliza para deshumidificar aire y otros gases, para eliminar olores
e impurezas desagradables de gases industriales como dióxido de carbono.
Tipos de adsorción
Se debe distinguir para principiar entre dos tipos de fenómenos de adsorción:
Físicos y Químicos. La adsorción física o adsorción de “van der Waals”, es el
resultado de las fuerzas intermoleculares de atracción entre las moléculas del
sólido y la sustancia adsorbida. Por ejemplo, cuando las fuerzas atractivas
intermoleculares entre un sólido y un gas son mayores que las existentes entre
moléculas del gas mismo, el gas se condensará sobre la superficie del sólido,
aunque su presión sea menor que la presión de vapor que corresponde a la
temperatura predominante. Cuando ocurra esta condensación, se desprenderá
cierta cantidad de calor, que generalmente será algo mayor que el calor latente de
evaporación y parecida al calor de sublimación del gas. La sustancia adsorbida no
penetra dentro de la red cristalina ni se disuelve en ella, sino que permanece
totalmente sobre la superficie. Sin embargo, si el sólido es muy poroso y contiene
muchos pequeños capilares, la sustancia adsorbida penetrara en estos intersticios
si es que la sustancia humedece al sólido. La presión de vapor en el equilibrio de
una superficie líquida, cóncava y de radio de curvatura muy pequeño, es menor
que la presión de una gran superficie plana; la extensión de la adsorción aumenta
por consecuencia. En cualquier caso, la presión parcial de la sustancia adsorbida
es igual, en el equilibrio, a la presión de la fase gaseosa en contacto;
disminuyendo la presión de la fase gaseosa o aumentando la temperatura, el gas
adsorbido se elimina fácilmente o se desorbe en forma invariable. Las operaciones
industriales de adsorción, del tipo que se va a considerar, dependen de su
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
77
reversibilidad para recuperar el adsorbente (que se vuelve a utilizar), para la
recuperación de la sustancia adsorbida o para el fraccionamiento de mezclas.
La adsorción reversible no se concreta a los gases, también se observa en el caso
de líquidos. Quimisorción, o adsorción activada, es el resultado de la interacción
química entre el sólido y la sustancia adsorbida. La fuerza de la unión química
puede variar considerablemente y puede suceder que no se formen compuestos:
químicos en el sentido usual; empero, la fuerza de adhesión es generalmente
mucho mayor que la observada en la adsorción física.
Naturaleza de los adsorbentes
Los sólidos adsorbentes por lo general se utilizan en forma granular; varían de
tamaño desde aproximadamente 12 mm de diámetro hasta granos tan pequeños
de 50µ. Los sólidos deben poseer ciertas propiedades relativas a la Ingenieria,
según la aplicación que se les vaya a dar. Si se utilizan en un lecho fijo a través
del cual va a fluir un líquido o un gas, por ejemplo, no deben ofrecer una caída de
presión del flujo muy grande, ni deben ser arrastrados con facilidad por la corriente
que fluyen. Deben tener adecuada consistencia para que no se reduzca su
tamaño al ser manejados o para que no se rompan al soportar su propio peso en
lechos del espesor requerido. Si se van a sacar y meter con frecuencia de los
recipientes que los contienen, deben fluir libremente. Estas son propiedades
fácilmente reconocibles.
FUNCIONAMIENTO
Los gases con a tratar se introducen por la parte
inferior de una columna rellena de carbón activo. Los
gases circulan por el interior de la columna, en
contacto con el carbón activo que actúa de filtro
donde se quedan adsorbidos contaminantes
presentes en el gas, finalmente el gas limpio se
expulsan al exterior por un conducto situado en la
parte superior de la columna.
En la corriente de salida se puede instalar un
detector para asegurar el buen funcionamiento de la
columna y detectar cuando es necesaria una
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Cap
ítu
lo II
78
regeneración del carbón activo.
Debido a la gran superficie porosa del carbón activo, el tiempo de vida del material
es elevado. Sin embargo, cuando se presenta una disminución notable de la
capacidad de adsorción de los productos contaminantes es necesaria una
regeneración del carbón activo.
La regeneración del carbón activo se realiza mediante la pirolisis del material a
800 ºC en una atmósfera controlada para evitar la ignición del carbón. Sin
embargo, siempre se producen pequeñas pérdidas de carbón activo que deben
ser restituidas. Una vez el proceso de regeneración ha terminado, el carbón activo
puede ser reutilizado en el proceso sin pérdida de eficacia.
El equilibrio de adsorción tan favorable obtenido con una buena calidad de carbón
para los vapores de este tipo permite la recuperación básicamente completa del
vapor, 99 a 99.8%, a partir de mezclas gaseosas que contienen muy poca
cantidad, como 0.5 a 0.05% del vapor en volumen. Las mezclas aire-vapor de
concentración muy por debajo de los límites explosivos pueden manejarse de esta
forma. En muchas plantas de adsorción es necesario operar con una pequeña
caída de presión a través del lecho de adsorbente, con el fin de mantener bajos
los costos de potencia. Por lo tanto, se utilizan adsorbentes granulares y no en
polvo; las profundidades de los lechos son relativamente pequeñas (0.3 a 1 m) y
de sección transversal grande.
La velocidad superficial del gas puede encontrarse en el rango de 0.25 a 0.6 m/s y
que el tiempo de contacto en cama vacía sea superior a 0.1 segundos
Factores que influyen en la adsorción de compuestos presentes en el aire
El tipo de compuesto que desea ser eliminado: en general los compuestos de alto peso molecular, baja presión de vapor/alto punto de ebullición y alto índice de refracción son mejor adsorbidos.
La concentración: cuanto mayor sea la concentración, mayor será el consumo de carbón.
La temperatura: cuanto más baja sea la temperatura, mejor será la capacidad de adsorción.
Presión: cuanto mayor sea la presión, mayor será la capacidad de adsorción.
Humedad: Cuanto más baja sea la humedad, mayor será la capacidad de adsorción.
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6.3 CAPACIDAD DE ADSORCIÓN DEL CARBÓN ACTIVADO EN FASE VAPOR
De los contaminantes listados, algunos son compuestos químicos específicos.
Otros representan una clase de compuestos y otros son mezclas de composición
variable. La capacidad del carbón activado para olores, varía con la concentración
de los mismos, así como con la humedad y la temperatura del aire.
A. Alta capacidad (el carbón retiene entre un 20% a un 50% de su propio peso).
B. Capacidad satisfactoria (entre un 10% a un 25% de su propio peso).
C. Capacidad suficiente para dar un buen servicio bajo condiciones de operación
particulares.
D. Baja capacidad. El carbón activado no da un servicio adecuado bajo
condiciones de operación ordinarias.
(*) Un carbón impregnado con cierta sustancia aumenta sensiblemente la
capacidad de adsorción de este compuesto.
Aceites esenciales A Desechos de rastros A Olor a ajo A
Aceites rancios A Desinfectantes A Olor a animales A
Acetaldehido C* Detergentes B Olor a animales muertos A
Acetato de amilo A Dibromoetano A Olor a carne asada A
Acetato de butilo A Diclorodifluorometano A Olor a cebolla A
Acetato de cellosolve A Dicloroetano A Olor a col agria A
Acetato de etilo A Dicloroetileno A Olor a comida descomp. A
Acetato de isopropilo A Dicloromonofluorometano B Olor a comida quemada B
Acetato de metil cellosolve A Dicloronitroetano A Olor a dulces A
Acetato de metilo B Dicloropropano A Olor a hule B
Acetato de propilo A Diclorotetrafluroetano A Olor a humo B
Acetileno D* Dicloruro de etileno A Olor a humo de cigarros A
Acetona B Dietilamina B* Olor a palomitas de maíz A
Acido acético A Dietilcetona A Olor a plástico A
Acido acrílico A Dimetilanilina A Olor a queso A
Acido butírico A Dioxano A Olor a sudor A
Acido caprílico A Dióxido de azufre C* Olor animal B
Acido carbólico A Dióxido de carbono D Olores corporales A
Acido fórmico D* Dióxido de nitrógeno D* Olores de aves A
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Acido valérico A Eter etílico B Olores de combustión B
Acilato de metilo A Eter isopropílico A Olores de drenaje B*
Acrilato de etilo A Eter metílico B Olores de embalsamiento A
Acrilonitrilo A Eter propílico A Olores de hospital A
Acroleína B* Etil mercaptano B* Olores de Lab. de revelado B
Adhesivos, solventes de A Etilamina B* Olores de licor A
Agentes enmascarantes A Etilbenceno A Olores de maquillaje A
Ajo, olor a A Etilenclorhidrina A Olores de mascotas A
Alcanfor A Etileno C* Olor de papel deteriorado A
Alcohol etílico C* Eucaliptol A Olores de pescado A
Alcohol isopropílico C* Fenol A Olores de pintura A
Alcohol amílico A Fluorotriclorometano B Olores de Prod. de limpieza A
Alcohol butílico A Fluoruro de hidrógeno C* Olores medicinales A
Alcohol de madera C* Formaldehído C* Olores persistentes A
Alcohol metílico D* Formato de etilo B Olores rancios A
Alcohol n-propílico C* Formato de metilo B Oxido de etileno B
Aldehído Valérico A Fosgeno B Oxido de mesitilo A
Alquitrán A Frutas, aroma a A Ozono A
Aminas C* Gangrena, olores A Paradiclorobenceno A
Amoniaco C* Gases corrosivos C* Pegamentos A
Anestésicos B Gasolina A Pentano B
Anhidrido acético A Grasa quemada B Pentileno B*
Anilina A Grasas y aceites lubricantes A Pentino B*
Antisépticos A Heptano A Percloroetileno A
Aroma de flores A Hexano A Perfumes y cosméticos A
Aromas de alimentos A Hexileno A Piridina A
Aromatizantes A Hexino A Polen B
Bebidas alcohólicas A Heptileno A Productos de desecho B
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A continuacion se presenta una tabla con los pricipales contaminantes que son
emitidos a la atmosfera por las industrias pesqueras:
Principales contaminantes emitidos a la atmosfera
CONTAMINANTE SÍMBOLO DESCRIPCIÓN
Óxido de Nitrógeno
Los se producen durante el quemado
de combustible, el petróleo puede contener
hasta un 3% en peso de nitrógeno, sin
embargo la mayor contaminación por este
gas se da a elevadas temperaturas y por
reacción de nitrógeno del aire, básicamente
en los motores de combustión interna, por
lo que la presencia de estos contaminantes
en los secadores es despreciable.
Óxido de Azufre y Los óxidos de azufre son productos de la
combustión del petróleo y de todo
combustible fósil. Las emisiones gaseosas
predominantes de azufre se encuentran en
la forma de dióxido de azufre en pequeñas
cantidades de trióxido de azufre. Son
precursores de la lluvia acida
Anhídrido de Carbono
Todo proceso de combustión de
combustibles fósiles producen este gas,
producto de la reacción exotérmica entre el
carbón y el oxigeno, es inevitables y en una
gas efecto invernadero
Sulfuro de Hidrogeno
La acción bacteriana sobre la proteína
del pescado como , y
entre otro, sin embargo este ultimo en
pequeñas concentraciones es percibido
por el olor a podrido y característico del
pescado descompuesto.
Amoniaco
Producto de la descomposición del
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pescado y en concentraciones moderadas
es irritante al sistema respiratorio. Miscible
en agua
Partículas PTS y
PM-10
La materia particulada presente en los
gases del secado es una mezcla de de
polvos finos de materia orgánica y cenizas
productos de combustión del petróleo. Se
ah asociado el olor a grandes distancias de
las fabricas de harina de pescado a los
finos de harina emitidos a la atmosfera y
transportada por los vientos.
Vapor de agua
Como producto del secado se genera vapor
de agua que contiene aminas biogenicas y
gases producto de la descomposición
bacteriana del pescado (amoniaco,
trimetilamina, sulfuro de hidrogeno, etc.)
con malos olores que son motivos de
quejas de las comunidades o poblaciones
vecinas. Es un gas efecto invernadero.
*la Trimetilamina es un compuesto orgánico incoloro, que es el causante de los
malos olores contiene 0,02-37 mg/m3 (0,01-20 ppm)
*sulfuro de hidrogeno tiene una concentración de 0,03-0,28 mg/m3 (0,02-0,2 ppm)
*amoniaco con una concentración de 20 ppm 14 mg/m3
De la información encontrada en libros y en la páginas de internet, todas muestran
claramente que el método de carbón activado es el mas eficiente en cuanto a
eliminación de olores, pero es claro que se necesita hacer a nivel laboratorio o por
lo menos contar con las adecuadas características del proceso y la planta ya en
marcha. Con lo anterior se opto por proponer como se realizara la evaluación del
sistema de eliminación de olores de la siguiente forma:
Realizar las isotermas de adsorciónEl nivel de actividad de la adsorción depende
de la concentración del gas, la temperatura.
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Cada clase de carbón tiene su propia isoterma de adsorción. Las fórmulas más
frecuentemente empleadas para el tratamiento de los datos experimentales de las
isotermas de adsorción fueron desarrolladas por Freundlich, Langmuir, Brunauer,
Emmet y Teller
1. Isoterma de Freundlich
De todas las fórmulas empleadas para el tratamiento de datos experimentales de
las isotermas, la más usual para describir las características de adsorción del
carbón activado empleado en el tratamiento de aguas residuales es la Isoterma de
Freundlich.
La isoterma de Freundlich es la siguiente:
Donde:
X/m = cantidad adsorbida por peso unitario de adsorbente (carbón)
Ce= concentración de equilibrio del adsorbato en solución después de la
adsorción.
Kf n= constantes empíricas.
Las constantes de la isoterma de Freundlich se determina representando
gráficamente la relación entre (x/m) y C, empleando la ecuación anterior reescrita
de la siguiente forma:
Log (x/m) = log Kf + 1/n log Ce
2. Isoterma de Langmuir
La isoterma de Langmuir se define de la siguiente manera:
X/m = ab Ce /1+b Ce
Donde:
X/m =cantidad adsorbida por peso unitario de adsorbente (carbón)
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A, b = constantes empíricas
Ce = concentración de equilibrio de adsorbato en solución después de la
adsorción.
La isoterma de adsorción de Langmuir se desarrolló adoptando las siguientes
hipótesis:
Existe un número fijo de puntos accesibles disponibles en la superficie adsorbente, todos los cuales poseen la misma energía
La adsorción es reversible.
El equilibrio se alcanza cuando la velocidad de adsorción de las moléculas sobre
la superficie es la misma que la velocidad de desorción de las mismas. Así pues,
la velocidad a la que se lleva a cabo la adsorción es proporcional a la fuerza que la
produce, que corresponde a la diferencia entre la cantidad adsorbida para una
cierta concentración y la capacidad de adsorción a dicha concentración. A la
concentración de equilibrio, esta fuerza es nula.
La correspondencia de los datos experimentales con la fórmula de Langmuir no
significa que las hipótesis realizadas sean válidas para el sistema particular que se
estudie, puesto que la no validez de la hipótesis puede traducirse en un efecto
cancelatorio. Las constantes de la ecuación de Langmuir se pueden determinar
dibujando C/(x/m) frente a C empleando la ecuación anterior expresada de la
siguiente forma:
Ce /(x/m) = 1/ab + 1/a Ce
3. Teoría BET
La teoría BET responde a sus autores, Brunauer, Emmett y Teller quienes
desarrollaron las ideas de Langmuir para describir la adsorción multimolecular o
en multicapas.
El modelo para la formación de infinitas capas moleculares conduce a la bien
conocida ecuación BET:
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Donde:
na y na
m es la cantidad absorbida a la presión de equilibrio p/p0 y la cantidad absorbida
en la monocapa respectivamente.
C es una constante la que está relacionada proporcionalmente con la fortaleza de
la interacción absorbente-adsorbato y puede usarse para caracterizar la forma de
la isoterma BET.
La ecuación anterior da una adecuada descripción para carbones con micro, meso
y macroporos sobre un rango limitado de presión relativa, normalmente entre 0.05
y 0.3. El área de superficie aparente BET (ABET), se calcula a través de la
siguiente expresión:
ABET = (nam ) (N) (am ) (3)
Donde:
N es la constante de Avogadro.
am es la sección transversal de la molécula.
La aplicabilidad de la teoría BET a carbones con microporos estrechos puede
tener fuertes limitaciones al asumir la adsorción en multicapa, por lo que puede ser
inapropiada en poros muy estrechos. Lo que hizo que aparecieran nuevas teorías
sobre la adsorción en microporos como la ideada por Dubinin y col. acerca del
llenado del volumen de microporos, que constituye a priori una teoría más realista.
4. Teoría del llenado del volumen de microporos.
Dubinin y Radushkevich desarrollaron esta teoría basados en el concepto de curva
característica y el potencial de absorción de Polanyi para describir la absorción en
microporos estableciendo la relación fundamental de la teoría que es la ecuación
de Dubinin-Radushkevich (DR):
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Donde:
W : el volumen de adsorbato líquido en los microporos a temperatura (T). y presión
relativa (p/p0).
Wo: el volumen de microporos o volumen límite de adsorción en unidad de
volumen (cm3 /g) o cantidad de sustancia (mmol/g).
β : el coeficiente de similitud.
Al representar la ecuación logarítmica en un sistema de ejes cordenados, se
obtiene el volumen de microporos a partir del intercepto y del volumen molar, así
como la superficie de microporos partiendo del volumen de éstos, el factor de
conversión a líquido del adsorbato y el área molecular del adsorbato.
Algunos autores como Lippens y de Boer, Sing K.S.W., entre otros, demostraron
que la relación entre el volumen absorbido (Va) y el volumen de la capa
unimolecular o monocapa del gas (Vm) si se representa frente a la presión
relativa, proporciona una curva llamada isoterma estándar. Los métodos de
caracterización basados en las isotermas estándar, permiten un estudio más
completo de la microporosidad del absorbente y de su área de superficie,
detectando la presencia de microporos y su volumen, así como la condensación
capilar en mesoporos.
6.4 CAPACIDAD DE ADSORCIÓN DE UN CARBÓN
La capacidad de adsorción de un determinado carbón se puede estimar a partir de
los datos de la isoterma. Si se representan los datos de la isoterma, se obtiene
una gráfica. A partir de esta gráfica la capacidad de adsorción del carbón se puede
determinar prolongando la isoterma hasta la intersección con la línea vertical
trazada por el punto correspondiente a la concentración inicial C0. El valor de
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(x/m) C0 correspondiente a ese punto se puede entonces leer en el eje de
ordenada en el gráfico.
Este valor de C0 (x/m) representa la cantidad de materia adsorbida por unidad de
peso de carbón activado una vez alcanzado el punto de equilibrio con la
concentración inicial de constituyente. Esta condición se debe cumplir en la parte
superior de un lecho de carbón correspondiente a un tratamiento en columna de
contacto, por lo que representa la capacidad de adsorción última del carbón para
un constituyente determinado.
Una vez tenida la capacidad de adsorción de carbón activado se procederá a
calcular el diámetro y altura que tendrá la torre de adsorción.
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
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CONCLUSIONES
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Como resultado del análisis y cálculos, para el secado en planta de harina de
pescado con capacidad 30 ton/día se requiere de las siguientes características de
la alimentación para su funcionamiento adecuado
Alimentación de carga húmeda en la entrada de 56.57% T1 35ºC, Humedad de
1.3999 y T2 70ºC y una Humedad de salida= 0.1122
Cumpliendo con las recomendaciones encontradas la harina no deberá llegar al
12% de humedad.
La cantidad de aire Fa será 5077.1 con temperatura la entrada de 120ºC y con
una Humedad de entrada 0.018 para obtener una temperatura de
salida 45ºC y una humedad salida 0.051 , teniendo para ello un tiempo
de residencia por cada por cada lote de 2hrs. Y una velocidad angular de 15 .
Para el sistema de calefacción del aire calentado con vapor de entrada se tendrá
un flujo de (272.47 ) y una temperatura de 150°C y una
temperatura de salida de 150 como condensado, ya que solo cede su calor
latente, pasando de vapor saturado a liquido saturado.
Con lo que respecta al aire que pasa a través de los tubos tendrá una temperatura
de entrada de 25°C y una temperatura de salida de 120°C. Para ello se propone
una arreglo triangular con 5 Tubos horizontales 7 Tubos verticales (hileras), con
un numero total de tubos (Nt) 35, tubos con 5 Aletas/pulg lineal de tubería (60
Aletas/pie lineal de tubería), la longitud de la tubería galvanizada será de 1m, con
una calibre14 BWG. El diámetro del tubo 3/8 pulg sobre el tubo calibre 16, con una
altura del banco de tubos de 13.750 pulg, como se muestra en el ANEXO 5.
Área total de flujo del cambiador ( ) será de .
Para el vapor y el aire la Ud es de . La caída de presión del aire
(
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Para el compresor se propone sea soplador centrifugo cuya potencia será (w). De
30.1394 Hp considerando un modelo isentropico, con factor de compresibilidad de
los gases (aire) ( aprox 1).
Para la eliminación de los olores se propone utilizar el carbón activado como el
material mas eficiente debido a su bajo costo y su mantenimiento barato, y para
ello se requiere de hacer pruebas a nivel laboratorio y también en las pruebas de
arranque de la planta. Y como propuesta del sistema de evaluación de eliminación
de olores se tiene que:
Realizar las curvas de adsorción del aire, en cuanto la planta esté en
funcionamiento, para poder saber el volumen de carbón a utilizar.
Con dichas isotermas se procederá a calcular la altura y el diámetro de la
torre de manera arbitraria como se indica en el anexo 4.
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CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
ANEXOS
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
ANEXO 1
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
DIAGRAMA DE PROCESO DE SECADO
CORRIENTE
COMPONENTE
COMPRESOR INTERCAMBIADOR SECADOR CHIMENEA ENTRADA
SOLIDO
SALIDA
SOLIDO
CLAUDIA GOMEZ
GOMEZ
INSTITUTO TECNOLOGICO DE TUXTLA
GUTIERREZ
PROCESO DE ELABORACION DE HARINA DE
PESCADO
Temperatura 25 120 45 25 35 70
PROYECTO No
∆P lb/pul2 0.2911 0.0056 2.30 LUGAR: PLAYAS DE CATAZAJA, CHIAPAS
Aire Kg/h 5077.1
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CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
ANEXO 3
DIAGRAMA Jh
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CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
ANEXO 4
Ecuacines para calculo de la altura y diametro de la torre de adsorción.
D
L
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ANEXO 5
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Anexo 6
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE
CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES
Bib
liogr
afía
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BIBLIOGRAFIA
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