columnas de contacto

5/11/2018 columnas de contacto - slidepdf.com

http://slidepdf.com/reader/full/columnas-de-contacto-55a233cc866fc 1/35

DISEÑO DE EQUIPOS E INSTALACIONES

TEMA 9

COLUMNAS DE CONTACTO

INDICE 9.- COLUMNAS DE CONTACTO

9.0.- OBJETIVO................................................................................................9.019.1.- INTRODUCCIÓN, TIPOS Y APLICACIONES.........................................9.019.2.- COLUMNAS DE PLATOS........................................................................9.03

9.2.1.- Cálculo del diámetro de columna. Velocidad máxima

admisible del vapor.....................................................................9.049.2.2.- Eficiencia de los platos...............................................................9.05Tipos de eficiencias....................................................................9.06Factores que influyen en la eficiencia........................................9.06Correlaciones para la estimación de la eficiencia global...........9.96

9.2.3.- Perdidas de presión en la columna de platos............................9.08Pérdida de presión a través del contactor ................................ 9.10Perdida de presión debida a la altura del líquido sobre elcontactor.....................................................................................9.11Evaluación de la pérdida de presión total por plato...................9.12

9.2.4.- Otros factores de diseño............................................................9.13

9.3.- TORRES EMPAQUETADAS...................................................................9.159.3.1.- Tipos de empaquetado ..............................................................9.159.3.2.- Distribución de líquidos ..............................................................9.179.3.3.- Perdidas de presión en columnas empaquetadas ....................9.179.3.4.- Velocidad máxima admisible del vapor...................................... 9.199.3.5.- Eficiencias del empaquetado (HTU y HETP) ...........................9.21

Determinación de HTU...............................................................9.22Determinación de HETP ............................................................9.23

9.4.- COMPARACIÓN ENTRE TORRES DE CONTACTO............................. 9.249.5.- COSTE DE TORRES DE CONTACTO ................................................... 9.259.6.- EJEMPLOS...............................................................................................9.279.7.- PROBLEMAS ........................................................................................... 9.30

BIBLIOGRAFÍA[1] PLANT DESIGN AND ECONOMICS FOR CHEMICAL ENGINEERS Peters and

Timmerhaus Chapter 16 “ MASS TRANSFER AND REACTOR EQUIPMENT...”.McGraw Hill

[2] PROCESS COMPONENT DESIGN. P. Buthod & all, Capítulo 10 y 11.Universidad de Tulsa .Oklahoma

[3] CHEMICAL ENGINEERING DESIGN. Coulson & R. Ch. E. Vol 6.[4] MANUAL DEL INGENIERO QUÍMICO. Perry & Chilton.




9.0.- OBJETIVO

El objetivo de este tema es realizar el diseño básico de una torre de contacto (deplatos o de relleno) una vez conocidos el número de platos teórico, las condiciones de

reflujo y los equilibrios de los balances de materia y energía en la columna en cadaplato en particular.

Se parte de los conocimientos básicos de la asignatura OPERACIONES DESEPARACIÓN sobre cálculo de etapas teóricas para sistemas bi y multicomponentes.

El alcance de este tema es:

1.- Especificar el tipo de columna a utilizar (de platos o de relleno) en función delas características de la operación de separación deseada y de los componen-tes a separar, corrosión suciedad, formación de burbujas,....

2.- Determinar el diámetro de la columna por requisitos de capacidad (velocidadmásica del vapor)

3.- Determinar la eficiencia de la columna y el número de platos reales para torresde platos o la altura de relleno equivalente a un plato teórico (HETP) o unidadde transferencia (HTU) en columnas de relleno o empaquetadas.

4.- Determinar la altura de la columna por las características de los platos o relle-no.

5.- Calcular las pérdidas de carga a lo largo de la columna

6.- Estimar los costes de la columna.

9.1.- INTRODUCCIÓN, TIPOS Y APLICACIONES

Las torres de contacto se utilizan para operaciones que requieren un íntimo contactoentre dos fluidos (líquido y vapor o líquido líquido). Las operaciones típicas son:

DESTILACIÓN: Proceso en que los componentes de una mezcla se separan por la

diferencia de volatibilidad.ABSORCIÓN: Un componente de una corriente gaseosa se disuelve en un líquido

absorbente.

EXTRACCIÓN: Un componente disuelto en un líquido se concentra en otro por dife-rencia de solubilidad.

Los tipos de torres de contacto los podemos clasificar en:

COLUMNAS DE PLATOS (TRAY COLUMN)

PLATO TAPA CIRCULAR O CAPUCHA (BUBBLE CAP CONTACTOR) PLATO DE VALVULA (VALVE TRAY CONTACTOR)PLATO DE ORIFICIOS O MALLA (SIEVE TRAY CONTACTOR)

Columnas De Contacto 9.1




COLUMNAS DE RELLENO O EMPAQUETADAS (PACKED TOWERS)RELLENO ALEATORIO (RANDOM PACKING)

Rellenos tipo anillo, silla,...RELLENO ESTRUCTURADO (STRUCTURED PACKING)

Rellenos tipo rejilla, o anillo estructurado

Las principales aplicaciones son:

FIG 9.01





9.2.- COLUMNAS DE PLATOS

FIG 9.02

Los tipos más comu-nes de columnas de

platos (tray column)son las de plato detapa circular o capu-cha (bubble cap con-tactor) las de plato deválvula (valve tray contactor) y las deplato de orificios omalla (sieve tray contactor). Las másestudiadas son las

de tapa circular dis-poniéndose para ellasde un número mayor de tablas y ecuacio-nes empíricas.Actualmente por precio se están utili-zando más los otrostipos de platos, peroen general las ecua-ciones pueden extra-

polarse a ellos.

Los factores críticosen el diseño de lascolumnas de platosnecesarios para laoperación, además dela determinación delnúmero de etapasteóricas, son:

(1) DIAMETRO DE LA COLUMNA. De modo que se evite la inundación (flooding) o la suspensión (entraintment) del líquido en el vapor.

(2) La EFICIENCIA de operación de los platos, lo que nos indica cuanto nos acer-camos a la operación de equilibrio.

(3) La PÉRDIDA DE PRESIÓN a lo largo de cada plato.Otros factores de importancia son, la apropiada dimensión y forma de los platos (tipode plato, separación de contactores, distancia,), el flujo de líquido en los platos y ver-tederos, y la estabilidad de la columna.En la figura 9.2 podemos ver las formas típicas de los tres tipos de platos en opera-ción.Generalmente las columnas de platos son de flujo cruzado (cross flow ). Si tenemos

platos de orificios y estos son tan grandes que permiten la caída del líquido sin nece-sidad de vertederos (downcomer ), tenemos una columna de platos con flujo acontracorriente (counterflow plate contactor ).





9.2.1.- Cálculo del diámetro de columna. Velocidad máxima admisi-ble del vapor

La velocidad de vapor en una columna de platos está limitada por el arrastre de gotasde líquidos en los gases ascendentes y por la capacidad de los vertederos para manejar el líquido.Una torre debe tener la suficiente sección transversal para manejar los gases ascen-dentes sin un transporte excesivo de líquido de una bandeja a otra. Souders andBrown dedujeron la siguiente ecuación

V K ...........................................................................(9.01)m v L

G

=−ρ ρ

ρG

Si Utilizamos la velocidad transversal másica será:Gm

G V ...................................................(9.02) K m m G v G L G= = −ρ ρ ρ( ρ )

Donde: = Velocidad transversal másica en lb/s-ftGm

2

Vm = Velocidad lineal máxima permisible en ft/sρ = densidades de líquido y vapor lb/ftρ L G, 3

Kv = Constante de Souders and Brown. FIG 9.3

Esta contante tiene una incertidumbre de ± 25 %

FIG 9.3





Si tenemos en cuenta la tensión superficial del líquido podemos mejorar la precisióncon la ecuación de Fair:

V K .........................................................(9.03)m v

L G

G

' '

,

=

−σ ρ ρ

ρ20

0 2

Donde los valores de las variables son:

V’m = Velocidad máxima permisible para el vapor considerado el área activade burbujeo del plato Aa + área de un vertedero Ad , en ft/s

K’V = Constante empírica dada por la fig. 9.4 con error del ± 10%σ = Tensión superficial en dyn/cm

FIG 9.4

9.2.2.- Eficiencia de los platos

Una vez calculado el número teórico de etapas necesarias para realizar una separa-ción hay que conocer la relación entre el número ideal y el valor real del equipo. Latransformación del número de etapas ideales en el número real se realiza utilizando elconcepto de EFICIENCIAS de los platos





Tipos de eficiencias(1) EFICIENCIA GLOBAL DE COLUMNA O EFICIENCIA GLOBAL DE LOS PLATOS.

Se define como el número de etapas teóricas dividido por el número real de platosen una columna.

(2) EFICIENCIA DE PLATO (MURFHREE EFF ) es la relación entre el cambio teóricodel equilibrio y en cambio real medio del plato(3) EFICIENCIA PUNTUAL O LOCAL Relación entre cambio teórico de equilibrio

teórico y real en un punto del plato.

Factores que influyen en la eficiencia

La Figura 9.5muestra la dife-rencia en la efi-ciencia global

para diferentestipos de platos enfunción de ladensidad y de lavelocidad delvapor.

Los factores queinfluyen son:• Velocidad del

vapor • Altura del líqui-

do sobre laabertura delvapor

• Espaciado deplatos

• Longitud depaso del líquido

• Resistencia dellíquido a la

transferencia de masa en la interfase

FIG 9.5

Correlaciones para la estimación de la eficiencia global.

Para tipos comunes de columnas de platos operables en el rango de velocidadesdonde la eficiencia global es constante. O’Connell ha correlacionado los datos deeficiencia en base a la viscosidad del líquido y la volatibilidad relativa (o solubilidadrelativa del gas) el la figura 9.6 para columnas de platos de tapa circular con un pasode líquido de menos de 5 ft y un reflujo próximo al mínimo.





FIG 9.6

La correlación de la fig. 9.6 se puede extender para incluir los efectos de la altura delíquido y la relación entre flujo de líquido y flujo de vapor.

Para un destilador o fraccionador

( ) ( )log . . log . log'

'

. E L

V

K o F M

M

= − ⋅ + +167 0 25 0 30 0 09µ α ......................(9.04)

Para un absorbedor

( )log . . log . log'

'. E

mM L

V K o

A A

A

M

M

= −

+ +160 0 38 0 25 0 09

µ

ρ...............(9.05)

Donde:= Eficiencia global de la columna en % E o

µ F = Viscosidad molar media de la alimentación, cp

µ A = Viscosidad molar media del líquido, cpα = volatibilidad relativa de los componentes clave





m = Fracción molar del soluto en el gas/ fracción molar del soluto en el líqui-do

= Peso molecular medio del líquidoM A

ρ A = Densidad media del líquido lb/ft3

= Flujo molar del líquido lb-mol/hr L M '

= Flujo molar medio del vapor lb-mol/hr V M '

K Factor que depende del tipo de plato:Tapa circular o capucha: K S C m= + / 2

S = Static sumergence (diferencia entre altura del slot y de la presa

del vertedero (weir ), ftm

C = Altura del slot, ftPlato de orificios: K = altura de la presa del vertedero.Plato de válvulas: K = Altura del liquido sobre la base de la válvula.

Estas ecuaciones son válidas siempre que:

[ ] LV

S in

M

M

m

''

.

.

∈ ÷

<

0 4 8

15

Para torres comerciales a ante falta de datos adicionales para columnas trabajandocon petróleo o hidrocarburos podemos utilizar la siguiente aproximación:

( E o = −17 61 1, log µ ) F ....................................................................(9.06)

Valida si:[ ]

α

µ

<

∈ ÷

4 0

0 07 1 4

.

. . F

9.2.3.- Perdidas de presión en la columna de platos

Conforme pasan los gases a través de una columna de platos la presión de los gasesdisminuye por las siguientes causas:

1) Perdida de presión a través de los contactores de los platosa) Contracción del gas al pasar por los orificiosb) Fricción del gas en los orificiosc) Fricción debida a los cambios de direcciónd) Paso del gas por los slots en los platos de tapa circular

2) Perdida de presión debida a la altura de líquido sobre las aberturas del gas.

Para calcular la pérdida de carga se asume un plato con condiciones de intercambiomedias. Los cálculos de perdida de carga en platos de tapa circular, orificio o válvulason similares, solo hay que considerar el cambio de disposición geométrica.Como regla general, para diseñar correctamente un plato de tapa circular o de válvula

se parte de que la pérdida de presión total por plato será dos veces la perdida de





presión equivalente a la altura media de líquido sobre la cabeza de la tapa circular oválvula. Para platos de orificios esta altura será la altura total de líquido sobre el plato.

Columnas De Contact 9.9oFIG 9.8

FIG 9.7

Los valores razonables de pér-dida de presión por plato de-pende de la presión de opera-ción de la columna de acuerdoa:

Presión Total ∆P por plato30 mmHg ≤ 3 mmHg

1 atm 0.07÷0.12 psi300 psia 0.15 psi

Las figuras 9.7 y 9.8 represen-

tan una sección transversal deun contactor tipo tapa circular ocapucha (Bubble-cap) y de unotipo orifico (sieve tray).

La pérdida de presión total a lolargo de la bandeja es

función de la altura de líquidorepresentada por en ft.

∆ P T

T h

Según la fórmula:

∆ P h g

g T

T L

c

= ρ144

(9.07)

Donde:∆ P T =Perdida de presión en psi

ρ L = Densidad del líquido en

lb/ft3 g = Aceleración de la gravedad

g c = factor de conversión

(32.17) valor equivalente a g.

Valoremos seguidamente cadavalor de perdida de presiónindicado en las figuras.




Pérdida de presión a través del contactor (bubble-cap o sieve)

Las causas para la perdida de presión a través de una tapa circular son (Fig. 9.7) (1)contracción, (2) fricción en orificio, (3) cambio de dirección y (4) fricción en espacio

anular . En uno de orificios (fig. 9.8) es debida a la (1) contracción y (2) fricción en elorificio. Esta pérdida de presión es función de la altura cinética (Kinetic Head ) quevale:

( . ....................................................................(9.08).) K H hV

g H

c G

L

= =2

2

ρρ

Donde: V = Velocidad linear máxima ft/sc

Para un contactor tipo tapa circular se toma un factor de 6 K.H. con lo que la pérdidaen el contactor vale:

h ....................................................................................(9.09)V

g C

c G

L

=3 2 ρ

ρ Para un contactor de orificios se toma un factor entre 1 y 3 en función de la disposiciónde los taladros (Fig. 9.9)

FIG 9.9

Siendo el valor

h KH V g

C c G

L

= ( )2

2ρρ

(9.10)

Si tenemos un contactor detipo válvula el valor es muysimilar al de tapa circular, losfactores se dan en los catá-logos de platos.





La pérdida de presión a través de las ranuras de contactores de tapa circular (slots)depende de la velocidad del gas por las ranuras y de la tensión superficial y se obtie-nen con la ecuación:

Para ranuras rectangulares

( )h ................................................(9.11)

Q

b g slot

s G

L G

=

−

15

2 3 1 3

.

/ /ρ

ρ ρ Para ranuras triangulares

( )h ............................................(9.12)

cQ

b g slot

s G

L G

=

−

185

2 5 1 5

.

/ /ρ

ρ ρ Donde:

= Flujo volumétrico del gas por el slot, ftQ s3/s

b = Ancho del slot en la base, ftc = Alto del slot; ft

Estas ecuaciones (9.11) y (9.12) aplican cuando < c. con un valor recomendado

de diseño de = ½ c

h slot

h slot

Perdida de presión debida a la altura del líquido sobre el contactor

La altura de líquido sobre las ranuras de un contactor del tipo de tapa circular es lasuma de sumergencia estática , la altura de la cresta de líquido sobre la presa del

vertedero , y el gradiente medio del líquido 0 5 . Valor análogo para los de tipo

válvula donde es la distancia desde el borde superior de la válvula. Para contacto-

res de orificios, se desprecia el gradiente y es la suma de y la altura de la presa

(weir ) h .

S mho . h g

S mho

w

La altura de la cresta de líquido sobre la presa del vertedero para un vertedero tiposegmento de circunferencia vale:

ho

h ................................................................................(9.13)Q

l g o

L

w

=

1 72 3

./

Donde es el valor del flujo volumétrico del líquido en ftQ L

3/s

l es la longitud de la presa en ftw

El valor del gradiente medio del líquido depende de la configuración del platocon contactores de tapa circular y la ecuación se puede ver en [1].

0 5. h g





Evaluación de la pérdida de presión total por plato.

La perdida de presión total a través de un plato de tapa circular (bubble-cap tray ) es

h h h S h hT C slot m o= + + g + + 0 5. ....................................................(9.15)

Para un contactor tipo plato de orificios (sieve tray )

h h h h hT C w o= + + g + 0 5. ................................................................(9.16)

Donde es generalmente despreciable.h g

Altura de líquido en el vertedero (H)

La altura de líquido en el vertedero (H), debe ser menor a la distancia entre los platosmás la altura de presa del vertedero (weir ), , Se recomienda que H sea menor del

50% del dato anterior.

hw

El valor de H se calcula como:

H h h h h h

h h h h h h S

w o g d T

o g w d C slot

= + + +

m

+ =

= + + + + + +15.....................................(9.17)

hd es la perdida de presión debida al flujo a través del vertedero de valor:

h .................................................................................(9.18) g

Q

Ad

L

d

=

3

2

2

Con mínima sección transversal del vertedero. ft Ad

2





9.2.4.- Otros factores de diseño

PLATOS DE TAPA CIRCULAR O CAPUCHA (BUBBLE CAP TRAY )

Factores característicos en el diseño de un plato de tapa circular son:• Tamaño de la tapa circular (bubble-cap) y de el alzador del orificio (riser )

El rango de tamaño esta en diámetro de tapa de 4 a 7 in. Modelo estándar de ta-maño 6 in de tapa y 4 in de alzador . Para torres a vacío son de 3 in y 2 inrespectivamente. Los de tipo túnel son de 3 a 6 in de ancho y 12 in o más de largo.

• Velocidad en la ranura (slot)Una vez determinado el tamaño del contactor hemos de conocer su número. Fija-mos este por la velocidad permisible del gas a través de los slots. Esta velocidadestá limitada por:

Velocidad lineal máxima ft sG

/.

=12

0 5ρ...................................................................(9.19)

Velocidad lineal mínima ft sG

/.

.=

3 40 5ρ

....................................................................(9.20)

En general el área en el orificio (riser ), en las ranuras (slots) y en el anillo son igua-les para reducir pérdidas de carga.

La separación entre contactores es de 1 a 3 in y la separación de la tapa a la car-casa es del orden de 2 in . El área de orificios (riser ) es del orden del 10 al 20 % deárea de la sección transversal de la columna.

PLATOS DE MALLA U ORIFICIOS (SIEVE TRAY )

El tamaño de los orificios es de 1/8 a ½ in con un tamaño standard de 3/16 in. Losespesores del plato van de 0.1 a 0.7 veces el diámetro del orificio. La disposicióndel taladro es triangular equilátera con relación de distancia/diámetro de 2.0 a 5.0

con un valor standard de 3.8

PLATOS DE VALVULA (VALVE TRAY )

Se caracterizan porque tienen un rango de trabajo muy amplio (relación caudalmáximo/caudal mínimo de 10). El diseño y dimensiones dependen del modelosiendo los diámetros típicos de los orificios del orden de 1,5 in . La tapa de la válvu-la puede tener de ¼ a ½ in de altura.





CARCASA Y PLATOS

La carcasa se construye generalmente en secciones cilíndricas cortas que se unenposteriormente por medio de tornillos para formar un cilindro largo. Dispone de en-tradas de boca de hombre para acceso y limpieza.El material de la carcasa y los platos depende de las características de corrosión delos fluidos. Puede utilizarse vidrio, plásticos, acero recubierto de vidrio o resinas ycomo no metales. El material más característico es acero al carbono.

Los platos deben estar nivelados para el perfecto funcionamiento siendo las tole-rancias de diseño de ±1/8 in y de trabajo de ± 1/2 in

ESPACIADO DE PLATOS

El espaciado de los platos se tiene en función del diámetro de la columna en la ta-

bla:

Diámetro torre (ft) Distancia (in)6 mínimo

4 o menos 18 a 20 (sin acceso humano)6-10 2412-24 36

Generalmente no se utiliza menos de 18 in para evitar la suspensión del líquido enel gas, ni menos de 24 in cuando es necesario el acceso.

VERTEDEROS Y PRESAS (DOWNCOMERS AND WEIRS)

Los vertederos deben diseñarse de forma que el tiempo de residencia del líquido enellos sea al menos de 5 segundos para permitir salir el vapor emulsionado en el lí-quido.La altura de líquido en el vertedero debe ser inferior al 50 % dela distancia entreplatos.El sellado del líquido entre el borde inferior del vertedero y el nivel de líquido ha deser de ½ a 1½ inEl valor de la altura de la presa en el borde superior del vertedero es fundamental

para el control de la perdida de presión. Si llamamos (static sumergence) a ladistancia entre el borde superior de las ranuras y el borde de la presa, este debetener los siguientes valores

S m

Presión de operación S m(in)

Vacío, 30 mmHg abs 0Atmosférica ½100 psig 1300 psig 1½500 psig 1½





9.3.- TORRES EMPAQUETADAS

FIG 9.10

El tipo común de una torre empaqueta-da o torre de relleno consiste en una

carcasa cilíndrica que contiene unmaterial de relleno inerte. En ellos ellíquido y el gas circulan a contracorrien-te con una amplia área de contactoentre líquido y gas.

Las propiedades que debe tener elrelleno son:

1. Baja pérdida de presión. Lo queimplica un área transversal libre

elevada.2. Alta capacidad. También relacionadacon un área transversal libre eleva-da.

3. Bajo peso y baja retención de líqui-do.

4. Gran superficie activa por unidad devolumen.

5. Gran volumen libre por unidad de

volumen.

6. Alta durabilidad, resistencia a lacorrosión, bajo coste.

9.3.1.- Tipos de relleno

FIG 9.11

Los productos típicos de relleno y suscaracterísticas son:RELLENO ALEATORIO.• Anillo Pall (Pall ring) en tamaño de

5/8 a 3 in• Silla Intalox (Intalox Saddle) en ta-

maño de 1/4 a 2 in• Anillo Raschig (Raschig ring) en

tamaño de 1/4 a 3 in• Anillo Lessing (Lessing ring) en

tamaño de 3 a 6 in• Silla Berl (Berl saddle) en tamaño de

1/4 a 2 inRELLENO ESTRUCTURADO





• A base de anillos raschig o partición cruzada





FIG 9.12Características físicas de rellenos comerciales





9.3.2.- Distribución de líquidos

La distribución de líquidos en una torre de relleno ha de ser tal que no deje parte delrelleno seco. Para ello hay que evitar que el líquido circule por la pared de la carcasa.

Para ello se utilizan:1. Distribuidores de líquido a la entrada2. Platos redistribuidores intermedios3. Distribución aleatoria del empaquetado4. Relación diámetro torre/tamaño de relleno mayor de 7

9.3.3.- Perdidas de presión en columnas empaquetadas

Los factores que más influyen en la pérdida de presión en una torre de relleno son:1. Caudales del líquido y del gas

2. Densidad y viscosidad de los fluidos3. Tamaño, forma orientativa y superficie del empaquetado.

FIG 9.13 Perdida de presión en función de los cau-dales de gas y líquido

Las siguientes figuraspresentan la pérdida depresión por pie de alturade relleno en funcióndel caudal de gas.

Los puntos característi-

cos son:Loading Point o Puntode Carga, punto en queel líquido comienza asubir en la columna y sepierde el espacio efecti-vo para paso del gas.

Flooding point o Punto

de inundación es ellímite práctico de ope-ración, es cuando seempiezan a formar capas de líquido en elborde superior del em-paquetado.





FIG 9.14 Perdidas de presión en fun-ción del tipo de empaquetado

FIG 9.15 Perdidas de presión en fun-ción de la presión de operación

Estimación de pérdida de presión en torres empaquetadasLa perdida de presión se determina en función de datos experimentales. A falta deestos podemos utilizar las siguientes ecuaciones para estimación preliminar.

RELLENO MOJADO (IRRIGATED PACKING ). Son columnas que funcionan en lazona de precarga donde la pendiente de la perdida de carga es aproximadamente 2.

Sigue la ecuación, válida si la viscosidad del líquido es menor a 2 cp.

( )∆Φ

P h

G L

G

L= γ ρρ10

2

........................................................................(9.21)

Donde: ∆ P = Perdida de presión en lb/ft2 = altura de empaquetado en fth

Constantes de la figura 9.16γ ,Φ L G, Velocidad másica superficial de líquido y gas lb/hr ft2

ρ Densidades, lb/ftρ L , G3





FIG 9.16 Constantes para estimar la pérdida de presión con la ecuación 9.21 El valor de la pérdida de presión en condiciones de inundación viene dado por:


FIG 9.17




RELLENO SECO (DRY PACKINGS ) La siguiente ecuación nos da la perdida depresión causada por el flujo de un gas a través de un relleno seco:

( )∆ P

h

G

d g d G p c G

G

p=

− −

+

1 150 1

1 753

2ε

ε ρ

ε µ

....................................(9.22)

DondeFracción de volumen libre y volumen total (dado en FIG 9.12)εViscosidad absoluta del gas, lb/ft hr µ G

d a

p p

=−6 1( )ε

diámetro efectivo del relleno ft

área de empaquetado por unidad de volumen (dado en FIG 9.12)a p

9.3.4.- Velocidad máxima admisible del vapor

Se denomina la velocidad máxima admisible del vapor a la velocidad superficial(lb/s ft2) en condiciones de inundación. La velocidad de vapor de diseño se estima enel 50 al 70 % de la velocidad permisible máxima. Utilizándose este valor para determi-nar el diámetro de la columna.

FIG 9.18 -Correlación general para estimar la velocidad de inundación(flooding rate)





Métodos simplificados de estimación de la velocidad de inundaciónPodemos decir que la inundación ocurre cuando la presión del líquido descendenteiguala la presión de los vapores ascendentes

V

g H m

G p

2

2

=ρ

Lρ ..............................................................................(9.23)

Donde es una constante de empaquetado. Si definimos H p K g p = 2 H p nos que-

da:

V K ...................................................................................(9.24)m p L

G

=ρρ

G V ...............................................................(9.25) K m m G p L= =ρ ρ Gρ

Ecuaciones válidas si la viscosidad del líquido es menor a 2 cp y la relación L G ≤ 15.

Efecto de la presión de operación en las velocidades de inundación

Como regla general la velocidad permisible máxima del vapor V en una columna de

relleno es de 1 a 3 ft/s a presión atmosférica y aumenta con la disminución de la pre-sión con la raíz cuadrada de la relación de presiones.

m

V V ..........................................................................(9.26)m m

G L

G L1 2

2 1

1 2

=ρ ρ

ρ ρ

G G .......................................................................(9.27)m m

G L

G L1 2

1 1

2 2

=ρ ρ

ρ ρ

Si tenemos en cuenta que el vapor se comporta como un gas perfecto será:

V V ..............................(9.28) P

P

T

T

M

M m m

L

L

G

G1 2

1

2

2

1

2

1

0 5 0 5

1

2

0 5 0 5

=

. . . .ρ

ρ

G G ............................(9.28) P

P

T

T

M

M m m

L

L

G

G1 2

1

2

1

2

1

2

0 5 0 5

2

1

0 5 0 5

=

. . . .ρ

ρ

Donde T es temperatura absoluta y M peso molecular


9.3.5.- Eficiencias del empaquetado (HTU y HETP)




La eficiencia de una columna de relleno se expresa en función de la altura de rellenonecesaria para realizar el intercambio definido, se puede expresar como:• HTU (Height of Packing Equivalent to One Transfer Unit ) Altura de relleno equiva-

lente a una unidad de transferencia.• HETP (Height of Packing Equivalent to One Theorical Plate). Altura de empaqueta-

do equivalente a un plato teórico.

El concepto de HEPT se utiliza en operaciones de destilación, donde se puede calcu-lar de modo sencillo en número de etapas teóricas. El concepto de HTU se utiliza enoperaciones de absorción, aunque puede utilizarse en destilación si aplicamos lasiguiente relación entre ambos.

HE ................................................................(9.30)TP

HTU mG

L

mG L

m

m

m

m

=

−

ln

1

Donde = pendiente de la recta de operaciónm= Flujo molar del gas por unidad de superficieGm

= Flujo molar del Líquido por unidad de superficie Lm

Determinación de HTU

Las ecuaciones desarrolladas por Cornell nos dan el valor empírico de , basa-

do en datos publicado para rellenos del tipo anillos Raschig y sillas Berl

HTU G

Para anillos Raschig

HTU Sc

Lf f f

D Z G

G=

ψ 0 5

1 2 30 6

1 24 13

12 10

.

.

.

( )

'........................................(9.31)

Para Sillas Berl

HTU Sc

Lf f f

D Z G

G=

ψ 0 5

1 2 30 5

111 13

12 10

.

.

.

( )

'.........................................(9.32)

Donde: Altura de una unidad de transferencia de fase gaseosa HTU G= Parámetro para el material de relleno FIG 9.19 Y 9.20ψ

Sc DG G G G= µ ρ Número de Schmidt para fase gaseosa

L = Flujo másico superficial del líquido, lb/hr ft2

( ) f L10 16

2 42= µ ..

( ) f L21 25

62 4= ..ρ ( ) f 3

0 872 8= .

.σ

D' = Diámetro de la columna, in. Z =........ Altura del empaquetado, ft= viscosidad del gas y liquido lb/ft hr µ G µ L

= densidad del gas y del líquido lb/ftρG ρ L3

= tensión superficial dyn/cm D =...... coeficiente de difusión gaseosa.σ G





Determinación de HETP

El valor de ETP puede estimarse por la ecuación de Murch siguiente:

HETP K G D Z K K L

L= 1

1 32 3' ''

/ µρ....................................................(9.33)

Donde: constantes de FIG 9.21 K K K 1 2, ; 3

= Diámetro de la columna, in. D' Z =........ Altura del empaquetado, ft= viscosidad del liquido , cpµ ' L= densidad del líquido g/cmρ' L

3

= Flujo másico superficial del gas, lb/hr ftG 2 = Volatibilidad relativaα

FIG 9.21





9.4.- COMPARACIÓN ENTRE TORRES DE CONTACTO

La selección entre una columna de platos o una de relleno depende de conceptoseconómicos. Sin embargo en un estudio preliminar podemos basar su selección en las

siguientes ventajas e inconvenientes de cada una de ellas1.- La eficiencia de una torre de relleno se basa en datos experimentales para cada

tipo de relleno. La eficiencia varía no solo por el tipo y tamaño del relleno sino tam-bién por las propiedades del fluido, caudales, diámetro de columna etc.

2.- Si el flujo de líquido es pequeño comparado con el del gas es preferible utilizar columnas de platos pues necesitan menores factores de seguridad en el diseñopor causa de la dispersión del líquido

3.- Las columnas de platos pueden manejar un rango más amplio de caudales sin

inundación.

4.- Si los líquidos tienen sólidos en suspensión se prefieren torres de platos por lafacilidad de limpieza

5.- Si se necesita enfriamiento intermedio de la columna es preferible que sean deplatos por la facilidad de la instalación del sistema de enfriamiento

6.- El peso total de una columna de platos es menor que en una de relleno si estánvacías, en cambio llenas tienen un peso similar

7.- La información de diseño de una columna de platos es mas accesible que en unade relleno

8.- Si hay grandes cambios de temperatura son preferibles las columnas de platospues el incremento de temperatura puede romper el relleno

9.- Los tamaños de las torres empaquetadas son menores a 4 ft en diámetro y lascolumnas de platos son mayores a 2 ft en diámetro.

10.-Las columnas de rellenos son más fáciles de construir y mas baratas si trabaja-mos con fluidos corrosivos.

11.-Si tenemos líquidos con gran tendencia a formar espuma se deben utilizar torresempaquetadas

12.-El almacenamiento de líquido en la columna es muy inferior para las torres derelleno

13.-Las torres de relleno tienen menos pérdida de carga que las de platos y el rellenopreviene contra el colapso, por lo que se utilizan en operaciones a vacío.





9.5.- COSTE DE TORRES DE CONTACTO

El coste de compra de una torre de platos o una torre de relleno se puede dividir enlos siguientes puntos:

1.- Coste de la carcasa incluyendo cabezales, camisas de sujeción, bocas de hombrey toberas.

2.- Coste de los elementos internos como platos, accesorios, empaquetado, soportesy platos de distribución.

3.- Coste de elementos auxiliares como plataformas, escaleras, pasamanos y aisla-mientos.

Las siguientes figuras incluyen tablas y gráficos para estimar estos costes en dólaresde enero 1990.





9.6.- EJEMPLOS9.6.1.- Determinación del diámetro de una torre de destilación basada en la velo-

cidad admisible del vapor. Una torre de destilación con platos de orificios va a ser operada en las siguien-

tes condiciones: Cabeza de la torre Fondo de la torreCaudal de líquido 245 lb mol/hr 273 lb mol/hr Caudal de vapor 270 lb mol/hr 310 lb mol/hr Peso molecular del vapor 70 110Temperatura 220 ºF 260 ºFPresión 1.1 atm 1.1 atmDensidad del líquido 44 lb/ft3 42 lb/ft3 Tensión superficial del líquido 20 dyn/cm 20 dyn/cm

El espaciado de los platos es de 24 in. Con una altura de presa de 3 in. (12.5 %del espaciado de platos). Se puede asumir comportamiento de gas ideal del va-por. El sistema no es espumante. El área total de los taladros (As) es el 10 %del área activa (Aa). El área del vertedero (Ad) es el 5% del área de la seccióntransversal (2 Ad + Aa). El peso molecular del líquido y el gas se puede asumir constante en cualquier punto de la columna. Si el diámetro de la torre permane-ce constante en toda la longitud comparar el mínimo diámetro estimado utilizan-do la fig. 9.3 y 9.4

9.6.2.- Estimación de la eficiencia global de los platos. Una unidad de fraccionamiento en continuo ha sido diseñada para operar con la

alimentación de un líquido conteniendo los componentes A, B, C y D . Se nece-sitan 20 etapas teóricas sin incluir el rehervidor. Estimar la eficiencia global de lacolumna y el número real de platos necesarios por (a) Fig. 9.6 (b) ecuación deeficiencia y (c) ecuación simplificada.

Compo- Fracción molar Viscosidad delnente alimentación cabeza base liquido (cp)

A 0.10 0.25 0.040B 0.30 0.70 0.03 0.100C 0.40 0.05 0.64 0.138D 0.20 0.33 0.175

Los materiales B y C se consideran como componentes clave.La volatibilidad relativa de los componentes clave es independiente de la con-centración e igual a 1.94 a 260 ºF y presión media de la columna. Temperaturade alimentación = 85 ºF, Temperatura de cabeza = 240 ºF, Temperatura de ba-se =280 ºF.Tenemos platos de orificio con diseño standard. Y velocidad de vapor del 90 %de la máxima permisible.El diámetro de la torre es de 4.8 ft. Altura de presa =2 in. La relación L’M/v’M es0.7 en cabeza y 1.2 en la base.

9.6.3.- Determinación de la pérdida de presión y altura del líquido en el vertederopara un plato con tapa circular.(bubble-cap).





Las siguientes especificaciones son aplicables a un plato con tapa circular :• Diámetro = 10.0 ft• Espacio entre platos = 26 in.• Corriente liquido cruzada

• Longitud de presa (weir length)= 6.2 ft• Altura de presa (weir height) = 3.0 in• Apertura lateral (skirt clearance) = 0.5 in• Inundación estática (static submergence) = 0.5 in• Slots rectangulares• Altura de los slots = 1.5 in• Ancho de los slots = 0.3 in• Área transversal total de los orificios del bubble-cap = 9 ft2 • Las tapas circulares están atornilladas al plato.• Separación entre el borde inferior del vertedero y el plato = 2.5 in

• Número de filas de tapas perpendiculares al flujo de líquido = 11• Para una fila media de tapas perpendiculares a la dirección del fluido espaciototal entre taladros (risers) = 4,4 ft . Espacio total entre tapas = 2.7 ft . Anchodel plato = 9 ft

• El área transversal de paso de vapores en el interior del bubble-cap es lamisma en todos los puntos.

Este plato de tapa circular va a ser utilizado en las siguientes condiciones :• Densidad de Vapor = 0.15 lb/ft3 • Densidad de líquido = 50 lb/ft3 • Velocidad de vapor superficial = 1.8 ft/s

• Caudal de líquido = 1 ft3/s

Estimar la pérdida de presión del gas a lo largo del plato. El porcentaje debido ala altura del líquido sobre la tapa circular y la altura de liquido en el vertedero.

9.6.4.- Determinación de la pérdida de presión y altura del líquido en el vertederopara un plato de orificios Las condiciones de operación y diseño del ejemplo anterior (9.6.3) son aplica-bles excepto las dimensiones de la tapa circular y presa que se cambian por:• Orificios taladrados en configuración triangular equilátera con diámetro = 3/16

in• Espesor del plato = 3/16 in• Area activa del plato = 88 % del área transversal de columna• Area de orificios = 5 % del área activa del plato.• Altura de presa = 2.0 in• Gradiente de liquido (hg) despreciable.

Estimar la pérdida de presión del gas a lo largo del plato. El porcentaje debido ala altura del líquido sobre los orificios y la altura de liquido en el vertedero.

9.6.5.- Determinación del tiempo de residencia en el vertedero Una torre con platos de válvula con espaciado entre platos de 24 in y flujo delíquido cruzado contiene vertederos de segmento de circunferencia recto. La





presa a la entrada a los vertederos es de 3 in el diámetro interno de la torre (D)de 5 ft y la longitud de la presa es de 0.6 D . Si el líquido tiene una densidad de55 lb7ft3 y fluye a 30000 lb/hr estimar el tiempo de residencia en el vertedero.

9.6.6.- Estimación de la pérdida de presión en una torre empaquetada.Una columna de 2 ft de diámetro está empaquetada con anillos Raschig cerámi-cos de ¾ in. Si hacemos fluir aire a través de la torre a una velocidad superficialde 600 lb/hr ft2 a 1 atm y 70 ºF estimar la pérdida de presión a través del empa-quetado seco. Si fluye agua a 70 ºF en contracorriente a 800 lb/hr estimar la pér-dida de presión a través del empaquetado húmedo. Dar los resultados en inH2O por ft de empaquetado y comparar los resultados con la figura 9.13.

9.6.7.- Estimación de la velocidad máxima del gas en una torre empaquetada.Una torre de destilación empaquetada se opera a un presión media de 1 atm. Larelación de reflujo es tal que se puede asumir un valor de L/G = 1 . La columna

se opera al 60 % del flujo máximo de gas. En estas condiciones el flujo de gases de 100 lb/hr y la velocidad superficial de gas es de 1.5 ft/s . si reducimos lapresión de operación hasta 100 mm Hg manteniendo L/G estimar el flujo máxi-mo de gas en lb/hr Datos:

1 Atm 100 mmHgρG, lb/ft3 0.20 0.031ρL, lb/ft3 50.0 52.0µL, cp 0.5 0.7

9.6.8.- Estimación del coste de una torre tipo bubble-cap.Una torre de destilación contiene 18 platos con tapa circular de acero . Unaboca de hombre de 18 in se localiza encima de cada plato y otra se localizadebajo del plato inferior. El diámetro interior de la torre es de 6 ft. y la altura total,incluida la camisa soporte es de 50 ft . La carcasa es de acero (densidad = 490lb/ft3) con un espesor de 5/8 in. La torre está equipada con las siguientestoberas: 1 de 10 in para línea de vapor, 3 de 4 in y 6 de 2 in . Tiene ademásseis enganches de 1 in. Estimar el coste de la columna con los platosinstalados. El peso total de la columna se estima en 1.2 veces el peso de lacarcasa. El material de construcción es acero al carbono.





9.7.- PROBLEMAS9.7.1.- El dióxido de azufre (SO2) que se produce por la combustión del azufre en

aire se absorbe en agua. Hacer un diseño preliminar de la columna de absor-ción. La alimentación será 5000 kg/h de gas conteniendo un 8 % en volumen

de SO2. El gas se enfriará a 20 ºC. SE requiere un 95% de recuperación delSO2 Los valores de la presión parcial del SO2 en disolución acuosa son:

SO2 % peso ensolución

Presión par-cial mmHg

.0.05 1.20.10 3.20.15 5.80.20 8.5

0.30 14.10.50 26.00.70 391.00 591.50 92

El diseño preliminar consiste en determinar:(a) Numero de etapas.(b) Diámetro de la columna (c) Si queremos utilizar una columna empaquetada con Intalox saddles

cerámicos de 38 mm, calcular la altura de empaquetado, y estimar la

altura de la columna.9.7.2.- Una mezcla de benceno y tolueno conteniendo 60 % molar de benceno sesepara en un producto de cabeza que contiene un 96 % molar de benceno yun producto de cola de 25 % molar de benceno. Una torre con platos tipoválvula se ha diseñado para realizar esta separación a presión atmosférica.En las condiciones de operación elegidas los cálculos indican que sonnecesarias 6.1 etapas teóricas. La temperatura es de 181 ºF en la cabeza y213 ºF en el rehervidor. Asumiendo que el rehervidor actúa como una etapateórica, estimar el número real de platos requeridos. Las mezclas debenceno y tolueno se consideran como gas ideal. A 197 ºF la presión devapor del benceno puro es 1070 mm Hg y la presión de vapor de tolueno

puro es de 429 mm Hg.Si las condiciones de funcionamiento elegidas implican los siguientes valoresde caudales en cabeza y cola.

Cabeza de la torre Cola de la torreCaudal de líquido 500 lb mol/hr 550 lb mol/hr Caudal de vapor 600 lb mol/hr 700 lb mol/hr Densidad del líquido 56 lb/ft3 52 lb/ft3

La altura de presa (weir) es del 12.5 % del espaciado de platos. El área total delos orificios de la válvula (As) es el 10 % del área activa (Aa). El área del verte-

dero (Ad) es el 5% del área de la sección transversal (2 Ad + Aa). Calcular eldiámetro de la torre.


¿Cuál será el valor de la altura de la columna

columnas de contacto

Documents

Transcript of columnas de contacto