DISEÑO DE COLUMNA DE PLATOS Y COLUMNA EMPACADA

WENDY VALENTINA PÉREZ PIRABAN

DAVID SANTIAGO MARTÍNEZ SARMIENTO
JOHAN STIVEN GUZMAN HERNANDEZ

NÉSTOR ARIEL ALGECIRA ENCISO

UNIVERSIDAD NACIONAL DE COLOMBIA

FACULTAD DE INGENIERÍA
DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA QUÍMICA Y AMBIENTAL PROGRAMA DE
PREGRADO EN INGENIERÍA QUÍMICA
BOGOTÁ D.C.
2019
 RESUMEN

En el presente trabajo desarrollamos paso a paso el diseño de dos torres; la primera de

platos perforados y otra de lecho empacado, para la absorción de dióxido de carbono en
etanolamina del 30% en peso. Presentamos la memoria de los cálculos realizados en
una hoja electrónica de Excel, se hace un análisis de cada una de las variables que
determinan el diseño de las torres, con fin de obtener unas medidas finales de altura,
diámetros y demás especificaciones técnicas. Además, se realiza un análisis financiero
para la elaboración de ambos equipos, con el fin de establecer el costo óptimo para la
construcción de los equipos y se brindan una serie de criterios ambientales y de
seguridad, acompañados de un manual de operación.

1
 CONTENIDO
1. INTRODUCCIÓN 3
2. MARCO TEÓRICO 3
3. MEMORIA DE CÁLCULO 4
4. HOJA DE ESPECIFICACIONES TÉCNICAS 23
5. ANÁLISIS FINANCIERO 24
6. CRITERIOS AMBIENTALES Y DE SEGURIDAD 27
7. MANUAL DE OPERACIÓN DE LOS EQUIPOS 28
8. CONCLUSIONES 30
Bibliografía 31

2
 1. INTRODUCCIÓN

En la formación como ingenieros químicos, los ejercicios de aplicación son de suma

importancia, ya que estos representan un acercamiento a la realidad, permiten suponer,
calcular y rectificar cálculos, generando en cierta medida la experticia que requiere la
vida profesional. Además, que se estimula la motivación por la investigación y la
resolución con éxito de nuevos problemas, cada vez de mayor dificultad. El presente
trabajo se realiza con el fin aplicar los conceptos teóricos vistos a lo largo del semestre
en el curso de transferencia de masa. Se basa en el diseño de dos columnas de
absorción (una de platos y una empacada) para el mismo sistema, para el cual se dan
parámetros de operación, que representa la información conocida de partida para lograr
la resolución del diseño.

2. MARCO TEÓRICO

2.1 TORRES EMPACADAS

Son columnas usadas en la industria química, petroquímica, farmacéutica, entre otras,

las cuales proporcionan una gran área de contacto continuo del líquido y del gas, para
flujo en contracorriente y paralelo, en la cual el líquido se distribuye sobre el empaque y
escurre hacia abajo. Estas torres pueden ser de madera, metal, porcelana química,
ladrillo, vidrio, plástico y generalmente son circulares, lo que facilita su construcción y
aumenta su resistencia. Una torre empacada consiste en una coraza cilíndrica, o
columna, equipada con sistemas de alimentación y distribución de las fases, así como
con dispositivos para la salida, en el fondo y en la cima. Cuenta con un lecho de sólidos
inertes que constituyen el empaque. El fluido menos denso, usualmente un gas o vapor,
ingresan por el fondo de la columna y asciende a través del área transversal libre, en
tanto que el fluido más denso se dirige hacia abajo desde la cima de la torre. (Mogollon
& Delgado, 2011)

2.2 TORRES DE PLATOS

Las torres de platos son cilindros verticales en que el líquido y el gas se ponen en
contacto en forma de pasos sobre platos o charolas. El líquido entra en la parte superior
y fluye en forma descendente por gravedad. En el camino, fluye a través de cada plato y
a través de un conducto, al plato inferior. El gas pasa hacia arriba, a través de orificios
de un tipo u otro en el plato; entonces burbujea a través del líquido para formar una
espuma, se separa de la espuma y pasa al plato superior. El efecto global es un contacto

3
múltiple a contracorriente entre el gas y el líquido, aunque cada plato se caracteriza por
el flujo transversal de los dos. Cada plato en la torre es una etapa, puesto que sobre el
plato se ponen los fluidos en contacto íntimo, ocurre la difusión interfacial y los fluidos se
separan.
El número de platos teóricos o etapas en el equilibrio en una columna o torre sólo
depende de lo complicado de la separación que se va a llevar a cabo y sólo está
determinado por el balance de materia y las consideraciones acerca del equilibrio. La
eficiencia de la etapa o plato y, por lo tanto, el número de platos reales se determina por
el diseño mecánico utilizado y las condiciones de operación. Por otra parte, el diámetro
de la torre depende de las cantidades de líquido y gas que fluyen a través de la torre por
unidad de tiempo. Una vez que se ha determinado el número de etapas en el equilibrio
o platos teóricos requeridos, el problema principal en el diseño de la torre es escoger las
dimensiones y arreglos que representarán la mejor combinación de varias tendencias
opuestas; en efecto, por lo general las condiciones que llevan a elevadas eficiencias de
platos también conducen finalmente a dificultades en la operación. Con el fin de que la
eficiencia de etapas o platos sea elevada, el tiempo de contacto debe ser largo (de tal
forma que se permita que suceda la difusión) y la superficie interfacial entre las fases
debe ser grande; además, se requiere que la turbulencia sea de intensidad relativamente
alta para obtener elevados coeficientes de transferencia de masa. Con el fin de que el
tiempo de contacto sea prolongado, la laguna líquida sobre cada plato debe ser profunda,
de tal modo que las burbujas de gas tarden un tiempo relativamente largo para ascender
a través del líquido. Cuando el gas se burbujea lentamente a través de los orificios en el
plato, las burbujas son grandes, la superficie interfacial por unidad de volumen de gas es
pequeña, el líquido está relativamente tranquilo y gran parte de este puede pasar sobre
el plato sin siquiera haberse puesto en contacto con el gas. Por el contrario, cuando la
velocidad del gas es relativamente elevada, se dispersa totalmente en el líquido, el cual
a su vez es agitado hasta formar una espuma. Esto proporciona keas interfaciales
grandes. Por lo tanto, para que los platos sean de eficiencia elevada, se requieren
lagunas profundas del líquido y velocidades relativamente elevadas del gas. (Treybal,
2004)

3. MEMORIA DE CÁLCULO

3.1 TORRE DE PLATOS

El diseño de las torres de platos y empacada, se realiza con base en los datos del
problema 8.1 del libro, operaciones de transferencia de masa de Robert E. Treybal, el
cual es:
Las presiones parciales del dióxido de carbono sobre soluciones acuosas de mono
etanolamina (30% en peso) son:

4
 Tabla 1. Datos de composición de la entrada y salida de la torre.
x (Fracción y (Fracción X (Relación Y (Relación
mol CO2, liquido) mol CO2, gas) molar CO2, liquido) molar CO2, gas)
0,050 0,05263158 0
0,052 0,05485232 0
0,054 0,05708245 0
0,056 0,05932203 0
0,058 0,006140351 0,06157113 0,00617829
0,060 0,014035088 0,06382979 0,01423488
0,062 0,031798246 0,06609808 0,03284258
0,064 0,061403509 0,06837607 0,06542056
0,066 0,108223684 0,07066381 0,12135743
0,068 0,16995614 0,07296137 0,20475561
0,070 0,254385965 0,07526882 0,34117647

Una planta fabricante de hielo seco va a quemar coque al aire para producir un gas de
caldera que, después de ser limpiado y enfriado, contendrá 15% CO2, 6% O2, 79% N2.
El gas se va a introducir a una torre lavadora de platos perforados a 1,2 atm, 25ºC, para
lavarlo con una solución al 30% de etanolamina a 25ºC en la entrada. El líquido de
lavado, que se está recirculando a través de un desorbedor, contendrá 0,058 moles CO2/
moles de solución. El gas que abandona el lavador va a contener 2% de CO2. Supóngase
una operación isotérmica.

Se grafica la curva de equilibrio con la relación molar CO2, gas (Y) vs relación molar CO2,
líquido (X)

5
 Gráfica 1. Curva de equilibrio y líneas de operación mínima y real.

Se determinó la línea de operación (color rojo), se puede observar la ecuación de la recta,

donde la pendiente de esta es la relación líquido-gas Ls/Gs mínimo, según el enunciado
esta relación Ls/Gs de operación es 1,2 veces la relación mínima, ya con esta pendiente
se determina la ecuación de la recta, se obtiene la línea de operación real (color azul).

Tabla 2. Datos de la línea de operación mínima y real.

X Y
mínimo operativo mínimo operativo
1 0,0722 0,0704 0,1765 0,1765
2 0,0616 0,0616 0,0204 0,0204

6
 Gráfica 2. Determinación gráfica de etapas teóricas.

La línea naranja de la gráfica 2 permite determinar el número de etapas teóricas: 2,4.

Con una eficiencia global del 31%, el número de etapas reales que se obtiene son 8.

Tabla 3. Número de etapas ideales y reales.

# etapas ideales 2,4
Eo 0,31
# platos teóricos 8

Con los datos iniciales determinados, se procede a realizar el diseño de la columna de

platos que cumpla con los requerimientos planteados.

Tabla 4. Datos iniciales de las corrientes líquida y gaseosa.

Se determinaron los valores promedio, mediante reglas de mezclado, de las propiedades

de las corrientes de entrada líquida y gaseosa, cuyos valores se observan en las Tabla
5.

Tabla 5. Propiedades promedio de las corrientes líquida y gaseosa.

7
 Propiedades
Sustancia PM ρ(kg/m3) µ (N.s/m2)
Gas 29,6920 1,4564 1,7469E-05
Líquido 21,5000 1008,9640 6,0000E-03

Se supuso tubería lisa, con el fin de obtener el factor de fricción.

Velocidad de inundación, VF:

Se inicia calculando la velocidad de inundación del gas, mediante la siguiente ecuación,
en función de Cf que es la constante de inundación y de las densidades de la corriente
líquida y gaseosa.

Velocidad de inundación.

(4)

La constante de inundación CF, se determina de la siguiente manera, esta es una

propiedad que depende del diseño de los platos perforados.

Constante de inundación.

(5)

El denominador de la constante de inundación define otras variables de diseño de

acuerdo a el valor entre los cuales se encuentre. Al determinarse se obtiene un valor de
0,4870, al ser mayor a 0,1, se determinan α y ß en unidades de N/m con este valor, como
se puede observar en la Ecuación 6. Donde t es el espaciamiento entre platos. Con los
valores determinados y asumiendo una tensión superficial de 0,04 N/m se procede a
calcular la constante de inundación que da CF = 0,0523, con la cual se determina la
velocidad de inundación, la cual da un resultado de 1,3743 m/s.

8
Perforaciones y área activa:
El coeficiente de orificio depende del espesor del plato y del diámetro del orificio.
Tomando como referencia la Tabla 6.2 (Treybal, 2 Ed) se asume un valor de 4,5 mm de
diámetro de orificio para cada perforación, ya que es el valor que se toma con más
frecuencia y, un espesor del plato en acero inoxidable de 2 mm. Se obtiene un valor del
coeficiente de orificio de 1,3350.

Coeficiente de orificio

(9)
Se calcula la relación entre el área del orificio y el área activa, como se observa en la
siguiente ecuación, en función del diámetro del orificio, do, y el espaciado entre orificios,
P’, el cual se asume como 12 mm. Se obtiene un valor de 0,1275.

𝐴𝑜 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒𝑙 𝑜𝑟𝑖𝑓𝑖𝑐𝑖𝑜 𝑑𝑜

= = 0.907( )2 (10)
𝐴𝑎 𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑎𝑐𝑡𝑖𝑣𝑎 𝑝´

Caudal de líquido y gas:

Con los datos asumidos para el diseño de la torre, se procede a calcular el caudal de
vapor, Q, como se muestra en la ecuación 11, se obtiene un valor de 0,2039 m3/s.
273+𝑇(℃)
Caudal de vapor Q = (flujo másico vapor)(22.41) (11)
273
Para calcular el caudal de líquido, q, se empleó la ecuación 12, en función del caudal
másico de líquido supuesto y los valores promedio de la Tabla 5, el peso molecular y la
densidad promedio del líquido. El caudal de líquido da 0.0038 m3/s.
273+𝑇(℃)
Caudal de líquido 𝑄 = (𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑚𝑎𝑠𝑖𝑐𝑜 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜)(22.41) (12)
273

Área neta de flujo, An:

Para calcular la velocidad de operación del gas se empleó el 80% de la velocidad de
inundación V=0,8(2,527)=2,022 m/s la cual se emplea para calcular el área neta de flujo,
An, según la siguiente ecuación, en función del caudal de vapor, Q. Donde se obtiene un
valor de 0,1854 m2.

Área neta de flujo

𝑄
𝐴𝑛 = (13)
𝑣

9
Área de la sección transversal del vertedero, At :
Se calcula en función del área neta de flujo, A n y un porcentaje de área que utiliza el
vertedero, la cual se asume como 8,8%. Dando un valor de 0,2033 m2.

Área del plato utilizada por un vertedero

𝐴𝑛
𝐴𝑟 = 1−0.088Ar
(14)
Luego con esta área determinada, se calcula T, que es el diámetro de éste, como se
muestra en la siguiente ecuación. Se obtiene un valor de 0,5088 m

(15)
Se debe establecer una relación entre la longitud del vertedero W y el diámetro T, de
W/T=0,7, con la cual se determina la longitud del vertedero de 0,3570 m. Se procede a
calcular el área corregida, en función del diámetro T obtenido, de la siguiente manera.
Se obtiene un área corregida de 0,2043 m2.

Área corregida.

Acorregida = (16)
Con el área corregida y el porcentaje de área que utiliza el vertedero de 8.8%, se
determina el área de la sección transversal del vertedero. Se obtiene un valor de 0,0180
m2.

Área de la sección transversal del vertedero.

Ad = 0.088 * Acorregida (17)
Con estos valores obtenidos se calcula el área que ocupa el soporte del plato más las
zonas de desprendimiento y de distribución, Aa, se le resta la totalización de las áreas
del soporte del anillo y las viguetas de 40 mm de espesor entre los vertederos y la zona
de distribución y desprendimiento que usualmente es 50 mm, esto da un total de 0.111
m2. El área que se obtiene de la lámina perforada es 0,0573 m2.

Área de la lámina perforada

Aa = Ar − 2Ad − 0.111 (18)

10
Con la relación de áreas determinada mediante la ecuación 10, y como ya se conoce el
valor de Aa, área de la lámina perforada o área activa, se determina el área del orificio
como 0,073 m2.
El número de Reynolds para el orificio se calcula mediante la siguiente ecuación,
tomando una viscosidad del gas de 1,7469E-05 kg/m.s, y una velocidad Vo de 27,8809
m/s, calculada mediante la división del caudal de vapor y el área del orificio determinada
anteriormente.

Velocidad del gas a través del orificio.

𝑄 (19)
𝑉𝑜 = 𝐴𝑜
(20)

El número de Reynolds para el orificio da un valor de 10460,27456

Cresta del derramadero h1 y la altura del derramadero h w :
La altura del derramadero hw se fija como 0,050 m, para determinar la cresta del líquido
sobre el derramadero, h1, se requiere conocer el valor de Va, el cual se determina
mediante la siguiente ecuación, en función del caudal de vapor y el área activa, dando
un valor de 3,5561 m/s.
𝑄
V a = 𝐴𝑎 (21)
Para calcular la cresta del líquido sobre el derramadero, se debe conocer la relación de
Weff/W, donde Weff es la longitud efectiva del derramadero y W como la longitud del
vertedero.

(22)
Con este valor se calcula la cresta del líquido sobre el derramadero, se hace de manera
iterativa, tomando un valor inicial de h1= 0,0100m se obtiene una relación de W eff/W de
0,941, al recalcular h1, se obtiene un valor de 0,0279 m y una relación de W eff/W de
0,8105.
Cresta del líquido sobre el derramadero.

(23)

11
Frente hidráulico hL:
Conociendo la densidad promedio del gas, determinado en la Tabla 5, se procede a
calcular el frente hidráulico, hL. Se obtiene un valor de 0,0019 m.

Frente hidráulico

(24)

Caída de presión en seco hD:

Se despeja de la ecuación que se observa a continuación, para la cual se conocen todos
los valores de las variables a excepción de f que es el factor de fracción, que se obtuvo
mediante el uso del diagrama de Moody.

Caída de presión en seco.

(25)

Se determina el valor de la caída de presión en seco como 0,1085 m.

Caída de presión residual hR:

La caída de presión residual está en función de la densidad promedio del líquido
determinada con anterioridad, el diámetro de los orificios, la gravedad y la tensión
superficial. Con lo cual se obtiene un valor de 0,0108 m.

Caída de presión residual.

(26)

Pérdida de presión en la entrada del líquido h 2:

Donde Ada es la menor de dos áreas, el área de la sección transversal del vertedero o
el área libre entre el vertedero y el plato. Se obtiene un valor de 0,0273m.

Pérdida de presión en la entrada del líquido.

12
 (27)

Pérdida de presión por el gas hG:

La pérdida de presión que resulta del flujo de gas se determina mediante la siguiente
ecuación, sumando las pérdidas de presión por el flujo de líquido, la caída de presión
residual y la caída de presión en seco. Obteniendo un valor de 0,1213m.

Pérdida de presión por el flujo de gas.

hG = hD + hL + hR (28)

Retroceso en el vertedero:
El retroceso en el vertedero es la diferencia entre el nivel del líquido dentro e
inmediatamente fuera del vertedero, se calcula mediante la suma de las pérdidas de
presión que resultan del flujo líquido y del gas en el plato superior. Se obtiene un valor
de 0,1486m.

Retroceso en el vertedero
h3 = hG + h2 (29)

Se tiene como criterio de diseño la ecuación 30, donde un diseño seguro requiere que el
nivel del líquido claro en el vertedero no sea mayor que un medio del espaciamiento entre
los platos. Este criterio obtiene un valor de 0,2265 el cual es menor a 0,25,
correspondiente a 0,5/2 = 0,25. Con lo cual se garantiza seguridad en el diseño.

(30)

Lloriqueo:
La velocidad de lloriqueo obtiene un valor de 5,2740 m/s, si la velocidad del gas es muy
pequeña, goteará a través de los orificios y se perderá el contacto sobre el plato.
Verificando los datos, la velocidad del gas a través del orificio es de 27,8809 m/s > 5,2740
m/s lo que garantiza no habrá goteo a través de los orificios y no se perderá el contacto
sobre el plato.

(31)

13
Arrastre del líquido:
Es la cantidad de líquido que es arrastrado por el gas hacia el plato superior, las cargas
de líquido en los platos superiores pueden llegar a ser excesivas, minimizando la
eficiencia de los platos. Para entrar a la gráfica de arrastre de líquido en los platos
perforados, figura 1, se halla la relación expresada en la ecuación 6:

= 0,4870

Este valor se intercepta con una de las líneas de V/VF, el cual para este caso es:
𝑉
= 0.80
𝑉𝑓

Con los valores determinados se procede a entrar en la gráfica y determinar la fracción

de arrastre, con la cual se obtiene un valor de 0,0025.

Figura 1. Arrastre de líquido en los platos perforados.

14
3.2 TORRE EMPACADA
Para el diseño de esta torre, se van a usar con anillos Raschig de cerámica sus
características se listan a continuación:
Empaque seleccionado: Anillos de Raschig
Material: Cerámica
Tamaño nominal: 50 mm

Caída de presión:
Se estableció el valor de 400 N/m2 como criterio inicial para el diseño de la torre como el
valor máximo de caída de presión.

(32)
Los absorbedores y desorbedores están diseñados para caídas de la presión del gas de
200 a 400 N/m2, en base a este criterio se tomó el de máxima caída de presión.

Diámetro de la torre:

Determinación del parámetro de L’/G’:

La pendiente de la línea de operación corresponde al valor L/G, que es la razón entre la
velocidad molar superficial de masa del líquido y el gas.

(33)

Determinación de los parámetros α y β

Para utilizar la correlación generalizada:

Parámetro α: Eje horizontal donde el área A se cancela y la relación de L/G se determinó
en la parte anterior ρG es la densidad gas y ρL densidad del líquido sus valores
correspondientes son:

15
 Grafica 3.

Parámetro β: Utilizando el valor de α y los valores de la caída de presión que pueden

tomarse, se obtiene con ayuda de la figura 6.34 del libro de Treybal (1988), como se
muestra en la gráfica a continuación con el valor de que se usó como la abscisa y con
valores de caída de presión de 400,200 y la inundación se obtuvieron los tres valores
para ordenada

Tabla 7. Caída de presión

16
Coeficiente de empaque:
A partir de las características iniciales del empaque se determina en la tabla 6.3 de
Treybal (1988). Para Anillos Raschig de cerámica de 50 mm se tiene un valor de Cf = 65
y con otras características que se muestran a continuación:

Tabla 8. Características anillos Rashing

Anillos Rashing En Cerámica

de 50 mm

Espesor (mm) 6

Cf 65

Vol. vacío en lecho seco 0,74

Ap(m2/m3) 92

Cálculo de G’:
Usando la fórmula descrita en la ordenada de la gráfica 1 (figura 6.34 del libro de Treybal
(1988)) y reorganizando para calcular G´ se obtiene la siguiente ecuación:

(36)
J y gc son 1 debido a que se trabaja en el S.I, β es el valor leído en la ordenada para
este caso con una caída de presión de 400 que fue el criterio inicial de diseño, el valor
µ líquido será el promedio para nuestro caso tiene un valor de 23,6 cP.

Si se divide el valor de AG’ por el de G’ se hallará el valor del área de la torre con el que
se encontrará el diámetro de la columna:

17
 (37)

Como criterio de seguridad se escogió dar un margen del 8% en el diseño de la torre por
lo que este factor se agregara al cálculo de T:

(38)

ALTURA DEL EMPAQUE:

Diámetro de la esfera de una partícula del empaque (ds):

El diámetro de la esfera con la misma área superficial de un empaque se puede obtener

en la tabla 6.5 del libro de Treybal(1988) conociendo el empaque, material y diámetro:

Para el empaque seleccionado ds= 0,0725

Números de Schmitt:
Necesario para el cálculo de los coeficientes de transferencia tanto en la fase gaseosa
como en la fase líquida; se realizarán los siguientes cálculos: Gas:

(39)

(40)
Líquido:

18
Fracción vacía de lecho en operación (εLoW ): εLoW es el espacio vacío del empaque, el
cual se define como:

(41)

ε= 0,74, la retención total del líquido que está conformado por dos contribuciones, la
retención móvil de operación y la retención estática.
Se utilizó la siguiente expresión para el empaque de anillos Rashing

(42)

σ es la tension superficial del líquido y varía con de la geometría del empaque

Obtenemos el valor de corrección mediante la siguiente ecuación:

=1,3096
(43)

De esta manera se deducen las retenciones, donde:

19
 (44)

Área interfacial específica:

Esta ecuación es empírica, la cual varía de acuerdo al tipo de magnitud y empaque que
se use en el diseño para este caso fueron los anillos de cerámica Rasching, los valores
m, n y p se encuentran listados y son función del tipo empaque (tabla 6.4 del libro de
Treybal 1988) m=34,03 , n=0 y p=0,362.

(45)
Absorción o desorción de líquidos no acuosos
El área se calculó por medio de la ecuación 6,73 ( Treybal (1988)):

(46)
La altura total del empaque de la torre
Para determinar esta altura es necesario conocer el número de unidades de transferencia
de NtG y la altura de la unidad de transferencia H tG.

(47)

(48)

El número de unidades de transferencia se calcula mediante puntos de la línea de

equilibrio y operación que describen las líneas de fuerza impulsora y los valores de F
para gas y líquido que son calculados:

20
Para el líquido:
(49)

Como se conoce el valor de KL se usa la siguiente expresión para determinar FL:

(50)

El valor de XBML se determinó por medio de concentración de líquido a la salida con el

valor de la intersección entre la línea paralela de la concentración de entrada y la línea
operativa, se usó la siguiente ecuación:

= 0,9123 (51)

Con base en estos datos se calculó el valor FL =4,51x10-3

Con los valores hallados se puede calcular el valor de F g:

0,04904
(52)

Con este valor, se puede determinar la altura de la unidad de transferencia:

0,2720 (53)

Para el líquido:

=0.01849 (54)

21
Con KL puede determinarse F L, así:

(55)

Para determinar el valor del número de unidades de transferencia usamos la siguiente

ecuación

(56)

Donde se determinó que el valor de NtG =12,337

Como ya conocemos el valor de NtG Y HtG , se determina la altura de la torre

3,3356 m (57)

Como criterio de seguridad se escogió dar un margen del 8% en el diseño de la torre por
lo que la altura será:
Z=3,6024 m

Al valor de la altura del empaque se añade la altura de sus otras partes que son: el
distribuidor de líquido, el soporte del empaque, el sujetador del empaque y el
redistribuidor de líquido.
Con los valores de gas y líquido a la entrada y salida se determinan con un diámetro
comercial el valor de los accesorios que para este caso es de:

ACCESORIOS COLUMNA EMPACADA (m)

2 soportes de empaque 0,2243

2 limitadores de lecho 0,1524

redistribuidora 0,1488

22
 distribuidor 0,0989

espaciado 0,8280

Estos valores fueron tomados PACKED TOWER INTERNALS-NORTON el valor de

altura adicional atribuida a accesorios es de 1,4524 metros.

4. HOJA DE ESPECIFICACIONES TÉCNICAS

23
 HOJA DE ESPECIFICACIONES TECNICAS
Torre de Lecho Empacado
Tabla de resultados
∆P/Z Caida Maxima de Presión 400,0000 N/m^2
ß Figura 6,34 Treybal (Para la Máxima Presión) 0,0220
α Figura 6,34 Treybal 0,7040
Parametro de inundacion 0,0450
CF Coeficiente del empaque 65,0000
ρL Densidad liquido 1001,3900 Kg/m^3
ρG Densidad gas 1,2940 Kg/m^3 Especificaciones de Operación
E Espesor Anillo Rashing 6,0000 mm Material Acero inoxidable
V0 Volumen Vacio en Lecho Seco 0,7400 m^3 Empaque Anillos Rashing Ceramica
Ap 92,0000 m^2/m^3 Presion 1,2 atm
G Flujo Másico 3,1654 Kg/s Temperatura 25 °C
G' Masa Velocidad 0,6051 Kg/sm^2
A Area 5,2312 m^2
T Diametro Columna 2,5800 m
Tc Diametro Corregido 2,7900 m
Sc g Numero Schmitt Gas 1,0285
Sc l Numero Schmitt Líquido 0,1698
φLtW 0,0654
ξLoW 0,6746
φLoW 0,0595
φLo 0,0779
ξLo 0,7275
φLt 0,0125
a AW Area Interfacial Especifica 83,3005 m^2/m^3 0,27
aA Absorcion de liquidos no acuosos 109,0833 m^2/m^3
kL Altura del empaque 0,0185 m
FL 0,0037 Kmol/m^2s
Xbml 0,9123
Fg 0,0490
HtG 0,2720
Ntg Numero de unidades de transferencia 12,3370
Z Altura de la torre 3,3356 m
Zc Altura + Accesorios 4,7880 m

5. ANÁLISIS FINANCIERO

5.1 TORRE DE PLATOS

El análisis financiero realizado requerido para la construcción e instalación de la columna
de platos requirió de una estimación aproximada de los costos en equipos, tubería, de
diseño y mantenimiento, de manera que se evaluarán los costos de inversión y operación
de la columna.
En primer lugar, los costos de instalación y construcción de la columna pueden obtenerse
de acuerdo a los diferentes métodos que se utilicen para calcular el precio que costaría

24
la inversión inicial. No obstante, se incluirán variables como el costo del diseño e
ingeniería de la planta, de la construcción y compra de equipos y materiales requeridos
para la construcción de la columna.
La inversión inicial se calculará por medio de la relación de costos establecida por L- B.
Evans y colaboradores, quienes, mediante especificaciones, recopilación de datos y
descripción de diferentes columnas construidas obtuvieron una serie de correlaciones
para determinar la inversión inicial.
A partir de la ecuación 58, se encontrarán las inversiones iniciales.

(58)
En dónde en la variable f1 se consideran los costos asociados a la especificación de las
partes que constituirán la torre de destilación, variará de acuerdo con los materiales
utilizados y medidas requeridas, de acuerdo con los valores encontrados en la tabla de
Bejarano P. J., con el uso de partes hechas en acero inoxidable es de 2,1. Se utiliza este
material porque se considera que el uso de este no tendrá consecuencias significativas
en el desarrollo del proceso, sin embargo, para un proceso que requiera de otro tipo de
materiales, en la misma tabla pueden obtenerse los valores del uso de partes hechas en
titanio, níquel y demás opciones utilizadas en el diseño de estas torres de destilación.
Para la estimación del valor de f2 se recomienda el uso de la siguiente relación,
encontrada como la ecuación 59.

(59)

En donde T, se considera como el diámetro del plato, que para este caso es de 0,5 m
por lo tanto f2 será 1,4372. AL igual que f1 , f3 depende del material utilizado, debido a que
seguirá utilizando acero inoxidable, el valor de f3 será de 0,85.

Por último, el valor de f4 se calculará mediante la siguiente ecuación:

(60)
El proceso tendrá un valor de f4 igual a 0,27.
Por último, se obtienen las variables que faltan de acuerdo con las siguientes relaciones:

25
Los resultados podrán visualizarse mejor y a manera de resumen en la tabla 9.

Tabla 9. Resumen de valores necesarios requeridos para determinación de instalación de la torre.

F1 2,1

f2 1,4372

f3 0,85

f4 0,27

CP1 103,49

Ct 409,93

Cb 941,14

Por lo tanto, después de reemplazar estos valores en la ecuación, se determinó que el

costo de instalación de la torre es de $us 3161,56 o de aproximadamente, $9’755.151,46
pesos.
5.3 TORRE EMPACADA

José Roberto Esquivel Elizondo en su tesis de pregrado expone una serie de graficas en
las que relaciona parametros de longitud y su costo comercial, con el fin de conocer el
costo total de la implementacion de una torre de lecho empacado se utilizan dichas
graficas con los datos obtenidos.

26
 Z=3,6024 metros =11,81 ft

Según el cruce en la grafica el costo de fabricacion es de 2*10^4 $USD lo que es

equivalente a cerca de ~30’000.000 COP

6. CRITERIOS AMBIENTALES Y DE SEGURIDAD

6.1 SEGURIDAD EN EL DISEÑO

Existe el Código ASME que reglamenta la fabricación, diseño y construcción de
recipientes a presión, pero la responsabilidad final de seguridad recae sobre el usuario y
el diseñador del equipo; los cuales deben prever condiciones anormales a las cuales
puede someterse el equipo como lo son; temperaturas anormalmente bajas, esfuerzos
térmicos especiales, vibración de los recipientes, presiones muy elevadas, reacciones

27
químicas desencadenadas, recalentamientos locales, explosiones, incendios, contenido
de reactivos tóxicos, entre otros. Por lo que se debe tener un plan de contingencia frente
a cada uno de los imprevistos que pudieran presentarse.

6.2 INSTALACIÓN
Los equipos pueden sufrir daños mecánicos durante su instalación y operación, los
cascos se pueden abollar o incluso perforar pueden caerse o estar sujetos de manera
inadecuada por cables de levantamiento, se pueden romper los pernos, los empaques
pueden abrirse o rasparse, elementos internos de los equipos pueden rasgar el casco o
cuerpo de este provocando desgaste. La mayoría de los daños se pueden evitar por
sentido común y teniendo sumo cuidado.

Se deben colocar con especial cuidados los empaques, sobre todo si están en alguna
ranura, se deben apretar los pernos con la secuencia adecuada, usando llaves de
torsión, micrómetros y dispositivos para apretar pernos mediante su calentamiento,
dependiendo de su tamaño. Luego de la instalación, se somete algunas veces al equipo
a una prueba hidrostática.

La prueba hidrostática se hace con el fin de encontrar fugas. Se realiza llenado el

recipiente con agua, a la cual generalmente se le aplica algún colorante para mejorar su
visibilidad, luego se aplica la presión a la cual operará el equipo y se observa que no
tenga fugas. Es el método más utilizado tanto para tuberías como recipientes. Esta
prueba garantiza un buen funcionamiento del equipo y su adecuada instalación,
manteniendo estándares seguros y durabilidad de los equipos.

7. MANUAL DE OPERACIÓN DE LOS EQUIPOS

7.1 CONDICIONES DE OPERACIÓN

Las torres operaran a una condición de presión de 1.2 atm, la alimentación de la torre de
platos perforados será a contracorriente con una alimentación de líquido por la parte
superior el cual se compone de 30% en peso de etanolamina, el cual se pondrá en
contacto con la alimentación de gas que se hace por la parte inferior de la torre la cual
tiene una composición determinada de CO2, N2 y O2 la cual se debe hacer a una
velocidad de 2.45 m3/s. Toda las condiciones de operación de la torre de platos, se
observa en la Tabla 7.

28
 Tabla 10. Condiciones de operación de la torre de platos perforados y empacada.

Condiciones de operación

Presión 1,2 atm

Temperatura 25ºC

Alimentación Contracorriente

15% CO2

Composición del gas alimentado 79% N2

6% O2

30% p/p
Composición de la corriente líquida etanolamina
alimentada
70% p/p agua

Operar los equipos fuera de las condiciones estipuladas, lleva a condiciones de

operación inadecuadas que en un proceso pueden dar como resultado que el recipiente
sobrepase la temperatura o presión de diseño, desencadenando explosiones o daño del
equipo, entre otras, arriesgando la vida de los trabajadores.

7.2 CUIDADOS DE LOS RECIPIENTES A PRESIÓN

Se debe hacer la instalación de dispositivos de alivio, como lo son válvulas de alivio y
discos de ruptura, adicionalmente un monitoreo constante de la presión y temperatura a
la cual se encuentra la torre es fundamental para garantizar su correcto funcionamiento
y desempeño, manteniendo la seguridad de los trabajadores y del equipo. Se debe
colocar en un lugar que no dé a la posibilidad de sobrecalentamientos locales, ni
debilitamiento del equipo en caso de incendio, por lo que el aislamiento del equipo
presenta una buena alternativa a estos posibles inconvenientes.

El recipiente debe tener la capacidad de exponerse al vacío, ya que siempre es posible

que el contenido de estos se contraiga o condense lo suficiente para provocar vacío
interno, si el recipiente no tiene la capacidad de soportar el vacío es necesaria la
instalación de una válvula de interrupción de vacío.

29
Operar los equipos a temperaturas demasiado bajas puede implicar el riesgo de fractura
por fragilidad del equipo, se debe tratar de operar a temperaturas adecuadas y no operar
fuera del rango de presiones establecido. La corrosión de los equipos es también uno de
los principales problemas que puede afectar la vida útil del mismo, se recomienda no
trabajar con cloruros a que puede provocar grietas en los equipos y tuberías de acero
inoxidable.

7.3 INSPECCIÓN PERIÓDICA DE LOS EQUIPOS

Los equipos deben ser inspeccionados periódicamente, las frecuencias de estas
inspecciones dependen de las condiciones operacionales de los equipos y del tipo de
equipo. Si las primeras inspecciones muestran un índice bajo de corrosión, se puede
alargar la frecuencia de estos, sin olvidar que la medición de la corrosión es uno de los
conceptos más importantes durante la inspección; para lo cual se emplea un medidor
ultrasónico. También se deben examinar y hacer especial seguimiento a las grietas,
fugas o cualquier otro tipo de distorsiones, ya que pueden provocar fallas repentinas de
los equipos.

8. CONCLUSIONES
• La baja eficiencia en la torre de platos es debida a la poca linealidad que
presenta la curva de equilibrio. Por esto la diferencia entre los platos reales y
los obtenidos teóricamente.
• La estimación de costos es mucho más precisa para el caso de la torre de
platos debido a una precisión mas alta en el modelo de cálculo, siendo un
método analítico mas preciso que uno gráfico. Siendo casi tres veces más
económico, y por ende viable, construir una torre de platos.
• En ambos equipos las condiciones de trabajo se encuentran por debajo de la
condición de inundación, lo que hace que estos sean viables.
• En términos de la altura, la torre de platos es mas eficiente, es decir, en una
altura menor logra llevar las corrientes hasta los parámetros definidos.
• La estimación de costos solo se realiza en relación a la instalación, estimación
del costo de manejo y operación requiere claridades sobre el uso y la forma de
operación de las torres.

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 Bibliografía

Chable, M. A. (s.f.). Diseño mécanico de una torre empacada con diámetro de 60

pulgadas y 12 pies de altura de soldadura a soldadura.
Cordero, F. A. (2007). Diseño de una unidad de separación de la corriente dimetiléter,
metanol y agua proveniente de una planta productora de DME mediante
deshidratación catalítica de metanol.
FILE COST. (1979). Estimate costs of distillation and absorption towers via correlations.
Mogollon, B., & Delgado, S. (2011). Estudio comparativo entre empaques aleatorios y
estructurados en la operación unitaria de destilación. Lima, Perú.
Treybal, R. E. (2004). Mass-transfer operations (Segunda ed.). New York: McGraw-Hill.

31