Universidad Industrial de Santander

Escuela de Ingeniería Química

Operaciones Unitarias II

Profesora: Debora Alcida Nabarlatz

PROYECTO DE CLASE: ABSORCIÓN DE NOx EN EQUIPOS DE COMBUSTIÓN EXTERNA

QUE UTILICEN BIOMASA COMO COMBUSTIBLE

Estudiantes:

German Eduardo Hernández 2171842

Laura Nathalia Sánchez Rivera 2172506

Juan Diego Nocua Paba 2172822

Yaiza Vanessa Moscote Chinchilla 2180509

Maria Camila Bravo Bohada 2180532

Bucaramanga, 2022.
 1. INTRODUCCIÓN

La lluvia ácida corresponde a la precipitación o deposición húmeda de sustancias ácidas en el

agua de la lluvia o en la nieve, también incluye la deposición seca por los compuestos gaseosos
ácidos depositados como cenizas o gases. Este fenómeno genera que se disuelvan los
nutrientes del suelo y de las hojas de los árboles. Por otro lado, se llega a presentar la
contaminación del agua ya que la lluvia ácida presenta un pH inferior a 5.6, que es el pH del
agua lluvia [1].

Las emisiones de los óxidos de nitrógeno (NOx), que son producidos principalmente por fuentes
fijas como plantas industriales y fuentes móviles como los motores de combustión interna de los
automóviles, son una de las causas de estos fenómenos ya que reaccionan con el agua en la
atmósfera siendo catalizados por la luz ultravioleta generando ácido nítrico [2]. Por otro lado,
también existen efectos nocivos sobre los humanos, concentraciones de NOx superiores a los
60 ppm pueden generar tos y una sensación de quema dentro de los pulmones, resultando en
daños visibles en un lapso de 24 horas [7].

De este modo, es responsabilidad de los ingenieros químicos diseñar procesos teniendo en

cuenta el impacto ambiental de los subproductos formados en los procesos y el post-tratamiento
de los gases de chimenea para cumplir con los estándares establecidos por las autoridades de
cada país. El propósito de este informe es proporcionar una propuesta de post-tratamiento del
NOx de un proceso de combustión de biomasa por medio de una torre de absorción empacada.

2. ESPECIFICACIÓN DE LOS FLUJOS DE GAS DE SALIDA DE LA CALDERA DE

BIOMASA Y GRADO DE SEPARACIÓN DESEADO.

Actualmente existe una transición energética de los combustibles fósiles a otros medios de
generación de energía alternativos, debido a los problemas de escasez de reservas y las
numerosas desventajas medioambientales que genera el uso de estos recursos fósiles a los
niveles actuales. Una de estas alternativas es el uso de la biomasa como combustible, ya que
es la única fuente de energía renovable basada en el carbono, como el sustituto de combustibles
líquidos [3].

Para este proyecto de investigación se centró en la planta energética de 30 MWe BFBC en

Wilton 10, la representación esquemática se puede observar en la imagen 1. Esta planta se
caracteriza por ser de media escala y recibe la nomenclatura de BFBC1. Este proyecto fue
desarrollado por Amec Foster Wheeler y genera 217 Gwh de electricidad para suplir energía a
30000 hogares [4].
Es necesario tener en cuenta que la caldera en esta central es de lecho fluidizado burbujeante
y fue provista por Foster Wheeler. Este tipo de calderas se caracteriza por haber sido diseñada
para usar residuos forestales y madera, ya que trabaja con combustibles de alto contenido de
humedad [5].

Para el análisis de las emisiones a partir de una simulación se utilizó como materia prima el
sauce considerando que llegaba a la central con un contenido de humedad del 30% y es secado
hasta remover la humedad, la composición de la madera libre de cenizas y de humedad.
Tabla 1: Caracterización de la madera de sauce sin cenizas ni humedad (%daf)

Composición de la madera de sauce % daf

Carbono 51

Hidrógeno 6

Oxígeno 42.9

Nitrógeno 0.08

Azufre 0.02
Fuente: McIlveen-Wright, et al. (2013)

De este modo, luego de realizar el proceso de combustión, se obtuvo el siguiente resultado.

Tabla 2: Descripción general de los datos técnicos

Variable Resultado en el BFBC1 en Wilson 10

Flujo de madera [Toneladas/día] 558.7

Temperatura de los gases de escape [°C] 111.1

Flujo de gases de escape [kg/s] 57.5

Emisiones de NOx [mg/m3] 465

Emisiones de NOx [ppm] 247.31

Fuente: McIlveen-Wright, et al. (2013)

Estas emisiones de NOx son más altas que los estándares de emisión admisibles para equipos
de combustión externa nuevos que utilicen biomasa como combustible, según la resolución
número (909) del 5 de junio de 2008 en la República de Colombia.

Tabla 3: Estándares de emisión admisibles para equipos de combustión externa nuevos que utilicen
biomasa como combustible a condiciones de referencia (25°C y 760 mmHg) con oxígeno de referencia
del 13% en mg/m3.

País Estándares de emisión admisibles Emisiones NOx del

[mg/m3] proceso [mg/m3]

Colombia 350 465

Fuentes: McIlveen-Wright, et al. (2013) y MINISTERIO DE AMBIENTE, VIVIENDA Y DESARROLLO
TERRITORIAL (2008).
 Tabla 4: Estándares de emisión admisibles para equipos de combustión externa nuevos que utilicen
biomasa como combustible a condiciones de referencia (25°C y 760 mmHg) con oxígeno de referencia
del 13% en ppm.

País Estándares de emisión Emisiones NOx del proceso

admisibles [ppm] [ppm]

Colombia 187.3 247.31

Fuentes: McIlveen-Wright, et al. (2013) y MINISTERIO DE AMBIENTE, VIVIENDA Y DESARROLLO
TERRITORIAL (2008).

De este modo fue necesario plantear un postratamiento del proceso de combustión con el fin
de cumplir la normativa que exige una emisión inferior a los 187.3 [ppm]. Por ende, para efecto
de este proyecto, el grado de separación deseado es una emisión de 185 [ppm].

Imagen 1: Esquema de Wilton 10

Fuente: McIlveen-Wright, et al. (2013)

3. SOLVENTE, ABSORBENTE Y AGENTE OXIDANTE

Uno de los solventes más utilizados para la absorción del NOx es el agua. La composición del
NOx en el gas de combustión es mayoritariamente 90% inactiva NO y el resto es NO2. Según la
literatura consultada, el NO tiene una baja solubilidad en el agua ya que corresponde a 0.0056
mg/100 mL a 293K [13], los otros óxidos son inestables y tienden a descomponerse en NO2 y
oxígeno.

Existen alternativas para aumentar su solubilidad como disminuir la temperatura (no es muy
viable porque implica un gasto energético), aumentar la superficie de contacto entre el gas y el
líquido usando un relleno adecuado o usando aditivos para un proceso de absorción-reacción.
La alternativa más usada es la oxidación del NOx es utilizando soluciones de peróxido de
hidrógeno, permanganato de potasio, sulfito de sodio o carbonato de potasio, a otro óxido que
sea más soluble en el agua [7].
Para este proyecto de investigación, se considera que salen únicamente óxido de nitrógeno, aire
y dióxido de nitrógeno del flujo de gases de escape, esto con el fin de enfocar el proceso de
absorción al NOx y por simplificación de los cálculos. Por consiguiente, se decidió aplicar un
mecanismo de oxidación con ozono con la finalidad de que ingrese a la torre de absorción
únicamente NO2 y aire. En la imagen 2 es posible ver el diagrama de flujo planteado para este
proyecto.
Imagen 2: Diagrama de flujo del proceso

Fuente: Autores del trabajo

La elección del ozono se explica debido a que es uno de los agentes oxidantes más fuertes para
la oxidación de solutos y tiende a descomponerse en moléculas de O2 debido a su inestabilidad
[16]. Además, se debe a que oxidantes convencionales como el permanganato de potasio
(KMnO4) producen precipitados marrones debido a la formación de dióxido de manganeso y
pueden llegar a obstruir el empaque y el sistema de bombeo [12].

La decisión previamente mencionada se basó en el mecanismo reportado por [8], en el que se

utiliza un dispositivo de generación de ozono (HTU-500SE, AZCO Co.,Canadá) y un dispositivo
de oxidación de ozono estaba compuesto por un tubo de cuarzo (265 mm de alto y 20 mm de
diámetro interno), donde el NO se oxidaba completamente a NO2 por el ozono. Para que exista
la oxidación con ozono se debe hacer en una temperatura cercana a los 300°F (148.88°C) [7].

Por lo que se refiere algunos absorbentes como Na2SO3 o sales, emiten iones contaminantes
que requieren un post tratamiento para evitar emitir subproductos tóxicos; por ende, no se
consideraron en la fuente de solvente. Es importante mencionar que COCO cuenta con un
paquete de solventes que en su mayoría son hidrocarburos o compuestos aromáticos que son
contaminantes y/o cancerígenos, en este caso se hizo un comparativo del cloroformo con el
agua en la tabla 5, ya que el cloroformo ha sido utilizado como solvente en procesos de remoción
de NO2 con membranas [22].
 Tabla 5: Comparativa de solventes
Variable por Cloroformo (99.9%) Agua
analizar
Toxicidad Los productos de Además, no es corrosiva siempre y
descomposición del cloroformo cuando el pH no sea ácido [11].
son: fosgeno, cloruro de
hidrógeno, cloro y óxidos de
carbono y cloro. Todos ellos
corrosivos y muy tóxicos.

Se descompone a temperatura
ambiente por en la oscuridad
en presencia de aire, siendo
uno de los productos de esta
descomposición el fosgeno, el
cual es muy tóxico 1a
Desempeño Bueno Es importante tener en cuenta que el
NO2 disuelve en el agua ya que
reacciona con ella [15], así que su
desempeño es regular. Por eso se
suelen usar aditivos para mejorar el
porcentaje de absorción.
Costo COP $106.7001b COP $4252a
por 100 ml
μ [cP] 0.563 (a 20 °C)1a La viscosidad del agua a temperatura
ambiente es cercana a 1 2b
Imagen

1a
Fuente: Hoja de seguridad cloroformo. UNAM. Extraído de: https://quimica.unam.mx/wp-
content/uploads/2008/05/7cloroformo.pdf 1bMercado libre: cloroformo (99.9% de pureza). Extraído de:
https://articulo.mercadolibre.com.co/MCO-583870425-cloroformo-999-pureza-100ml-_JM; 2aMercado libre: agua
destilada. Extraído de: https://articulo.mercadolibre.com.co/MCO-614468497-agua-destilada-o-desionizada-4-litros-
2b
_JM#position=1&search_layout=stack&type=item&tracking_id=e1836878-501d-41ca-b079-83dfddc5ed6a;
Jaramillo, O (2007) Extraído de:
https://www.ier.unam.mx/~ojs/pub/Liquid3/node11.html#:~:text=La%20viscosidad%20del%20agua%20a,del%20aire
%20es%200.018%20cP.
Basados en el precio del cloroformo y el riesgo de descomposición en compuestos más tóxicos,
para este trabajo se realizará un análisis de los resultados obtenidos a partir de la simulación y
de los cálculos del desempeño del agua como solvente del NO2.

4. TIPOS DE EMPAQUES ANALIZADOS

Los criterios para la selección del tipo de empaque son los siguientes:
o Baja caída de presión del gas.
o Material químicamente inerte respecto a los fluidos que se están procesando.
o El volumen fraccionario vacío en el lecho empacado debe de ser grande.
o Superficie específica del empaque mayor a la superficie interfacial líquido gas.
o Estructuralmente fuerte para permitir el manejo y la instalación.
o Bajo precio. [9]
o Costo de instalación. [10]
o Que esté en el simulador usado en este proyecto de investigación (COCO).

Al analizar el criterio de costo de instalación, se descartan los empaques regulares, porque los
empaques al azar (ANEXO A1) requieren un costo prácticamente despreciable en comparación
con los mencionados anteriormente, aunque produzcan mayor resistencia al flujo que los
regulares. [10]

Tabla 6: Comparativa de los materiales para los tipos de empaque.

MATERIAL DEL EMPAQUE CARACTERÍSTICAS

Usados de forma exclusiva en la remoción de contaminantes

orgánicos de corrientes gaseosas y líquidas.
PLÁSTICO No soporta altas temperaturas.
Es muy ligero.
Económicos.
Usados en procesos altamente corrosivos.
Se rompen con facilidad.
CERÁMICO Soporta altas temperaturas.
Baja capacidad.
No está disponible en las geometrías comunes.
Baja resistencia a la corrosión.
Soporta altas temperaturas.
Alta resistencia a la compresión.
METAL Resistencia a la ruptura.
Más Pesado que la cerámica.
Más costoso.
Disponible en las geometrías comunes.
Usados cuando los de cerámica y metal no son
satisfactorios bajo las condiciones de corrosión del medio.
CARBÓN Soporta Choques térmicos.
Bajo peso cúbico.
Fuente: Siegler, H. (2003). Diseño de un Módulo para el Dimensionamiento Hidráulico de Torres Empacadas.
[Tesis de Pregrado]. Universidad Nacional de Colombia. Bogotá, Colombia. Pp. 8-9.

Una desventaja de los plásticos es su pobre humectabilidad. Mientras la naturaleza hidrofílica

de las cerámicas y en menor grado de los metales, promueve la formación de una película de
líquido sobre la superficie del empaque, aún a bajos flujos, el efecto hidrofóbico de los plásticos
la dificulta, la formación de esta en la etapa inicial de operación es aún más difícil por lo que
transcurre mucho tiempo para la estabilización, lo cual afecta la eficiencia de la columna. [14]
Sin embargo, los empaques de plástico son muy económicos, ligeros y usados en la aplicación
dada en el proyecto.

Después de descartar los tipos de empaque por material, plástico, (ver ANEXO A1), se
escogieron aquellos que tuviesen los datos necesarios para aplicar el modelo seleccionado,
teniendo en cuenta cómo siguiente criterio de selección los precios del empaque y que
estuviesen en el simulador COCO.

Tabla 7: Comparativa de Costos y criterio del simulador COCO para los tipos de empaque.
Tipo de Empaque Precio ¿Está en COCO?
Anillo Raschig $150-560 USD/CBM SÍ
Anillo Ralu $100-300 USD/m3 NO
Anillo Pall $200-1.000 USD/CBM SÍ
Tellerette $150 USD/Ton NO
Envipac - NO
Nor-Pac o Anillo NSW - NO
Anillo Hi flow $300 USD/ m3 NO
Fuente: Manufacturas, Proveedores y Productos de China- es.Made-in-China.com

Considerando que los empaques Nor-Pac, Anillos Envipack, Tellerette, Ralu y Hi-flow no están
en el simulador COCO (de los dos primeros no se encontró información de costos para analizar
este criterio), se descartan.

Entonces, las dos opciones finales son: Anillo Raschig (Super Ring #2) y Anillo Pall (1, 1 3/8 y
2in) debido a que son las referencias que brindan la información necesaria para la aplicación de
los modelos. Sin embargo, pero cómo esa referencia específica de Anillos Raschig no está en
el simulador, al final se escoge anillos Pall de plástico de 2 in, ya que cumple los criterios
establecidos para la selección.

5. DESCRIPCIÓN DEL PROCEDIMIENTO

Considerando los siguientes datos de los fluidos (para el cálculo de la densidad del gas se usó
𝑃𝑀𝑎𝑖𝑟𝑒
la siguiente ecuación 𝜌𝑔𝑎𝑠 = 𝑇∗𝑅
) que ingresan a la torre de absorción (teniendo en cuenta
que los datos de equilibrio para obtener la constante de Henry se extrajeron de la simulación, de
igual forma la composición de salida se fijó de forma que no se supere la legislación escogida):
Tabla 8: Datos de los fluidos.
Datos
𝑃𝑀𝑎𝑖𝑟𝑒 29 𝐾𝑔/𝐾𝑚𝑜𝑙
𝑃𝑀𝑁𝑂2 46 𝐾𝑔/𝐾𝑚𝑜𝑙
𝑃𝑀𝐻2𝑂 18 𝐾𝑔/𝐾𝑚𝑜𝑙
𝐻 53,773
𝑤1 247,31 𝑝𝑝𝑚
𝑤2 185 𝑝𝑝𝑚
𝐺1 57,5 𝐾𝑔/𝑠
𝜌𝑔𝑎𝑠 1,18617 𝐾𝑔/𝑚3
𝜌𝑙í𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 1000 𝐾𝑔/𝑚3
𝜇𝑔𝑎𝑠 0,001 𝑃𝑎 ∗ 𝑠
 𝜇𝑙í𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 1,849*10-5 𝑃𝑎 ∗ 𝑠
Fuente: Autores del trabajo.
Cómo las composiciones están en partes por millón, se realizó la conversión a kg/kg y luego
empleando la siguiente ecuación se realizó la conversión de estos a composiciones molares:

𝑤𝑖
𝑀𝑁𝑂2
𝑦𝑖 = . (𝐄𝐜. 𝟏)
𝑤𝑖 (1 − 𝑤𝑖 )
𝑀𝑁𝑂2 − 𝑀𝐴𝑖𝑟𝑒
Donde:
𝐾𝑚𝑜𝑙 𝑁𝑂
𝑦𝑖 [ 𝐾𝑚𝑜𝑙 𝑔𝑎𝑠2 ]: Fracción Molar del componente i.
𝐾𝑚𝑜𝑙 𝑁𝑂2
𝑤𝑖 [ ]: Fracción Másica del componente i.
𝐾𝑚𝑜𝑙 𝑔𝑎𝑠
𝐾𝑔
𝑀𝑁𝑂2 [ ]: Peso molecular del NO2.
𝐾𝑚𝑜𝑙
𝐾𝑔
𝑀𝐴𝑖𝑟𝑒 [ ]: Peso molecular del Aire.
𝐾𝑚𝑜𝑙

Estas se convirtieron a relaciones molares de esta forma:

𝑦𝑖
𝑌𝑖 = . (𝐄𝐜. 𝟐)
1 − 𝑦𝑖
Donde:
𝐾𝑚𝑜𝑙 𝑁𝑂
𝑌 [𝐾𝑚𝑜𝑙 𝑎𝑖𝑟𝑒2 ]: Relación Molar.

o Cálculo Diámetro de la Torre.

𝐺𝑠 = 𝐺′1 ∗ (1 − 𝑦1 ) . (𝐄𝐜. 𝟑)
𝑌1
𝑋1𝑀Á𝑋 = . (𝐄𝐜. 𝟒)
𝐻
Donde:
𝐾𝑔
𝐺′1 [𝑚2 𝑠]: Flux de gas.
𝐾𝑚𝑜𝑙
𝐺𝑠 [ ]: Flujo de gas libre de inertes.
ℎ
𝐻: Constante de Henry.
𝐾𝑚𝑜𝑙
𝑋1𝑀Á𝑋 [𝐾𝑚𝑜𝑙𝑁𝑂2 ]: Relación molar máxima.
𝐻2𝑂

Del balance de masa se obtiene la siguiente ecuación:

𝑌1 − 𝑌2
𝐿𝑠𝑚𝑖𝑛 = 𝐺𝑠 . (𝐄𝐜. 𝟓)
𝑋1𝑀Á𝑋 − 𝑋2
Por heurística:
𝐿𝑠𝑜𝑝 = 1,5𝐿𝑠𝑚𝑖𝑛 . (𝐄𝐜. 𝟔)

Se reemplaza lo obtenido y se halla 𝑋1 :

𝑌1 − 𝑌2
𝑋1 = . (𝐄𝐜. 𝟕)
𝐿𝑠𝑜𝑝
𝐺𝑠
Donde:
𝐾𝑚𝑜𝑙
𝐿𝑠𝑜𝑝 , 𝐿𝑠 [ ℎ
]: Flujo de líquido de operación libre de inertes.
 𝐾𝑚𝑜𝑙
𝐿𝑠𝑚𝑖𝑛 [ ℎ
]: Flujo de líquido mínimo libre de inertes.
Luego, se calcula el parámetro de flujo y en condiciones de inundación se conoce el flux (ver
ANEXO A2) y se aplica la siguiente Heurística:
𝐿′
𝑃𝑎𝑟á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝐹𝑙𝑢𝑗𝑜 = . (𝐄𝐜. 𝟖)
𝜌
𝐺 ′ √𝜌 −𝐺 𝜌
𝐿 𝐺

′ 𝑃𝑎𝑟á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝐶𝑎𝑝𝑎𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 ∗ 𝜌𝐺 (𝜌𝐿 − 𝜌𝐺 )

𝐺𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 =√ . (𝐄𝐜. 𝟗)
𝐶𝐹 ∗ 𝜇𝐿0,1
′
𝐺′𝑜𝑝 = 0,8𝐺𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 . (𝐄𝐜. 𝟏𝟎)
Para hallar el área y Diámetro de la torre se emplean las siguientes ecuaciones:
𝐺𝑠
Á𝑟𝑒𝑎 = . (𝐄𝐜. 𝟏𝟏)
𝐺′𝑜𝑝

4 ∗ Á𝑟𝑒𝑎
𝐷𝑖á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 = √ . (𝐄𝐜. 𝟏𝟐)
𝜋
Además, para conocer la caída de presión se calcula el factor de capacidad (despejando 𝐄𝐜. 𝟗),
en base al 𝐺′𝑜𝑝 , de manera que al tener este dato y el parámetro de flujo hallado previamente
se pueda ubicar en la gráfica (ANEXO A2) la caída de presión

Tabla 9: Resultados Cálculo del Diámetro de la torre.

Resultados
𝑊1 0,00024731 𝐾𝑔/𝐾𝑔
𝑊2 0,000185 𝐾𝑔/𝐾𝑔
𝑋2 0 𝐾𝑚𝑜𝑙𝑁𝑂2 /𝐾𝑚𝑜𝑙𝐻2𝑂
𝑦1 0,00015593 𝐾𝑚𝑜𝑙𝑁𝑂2 /𝐾𝑚𝑜𝑙𝑔𝑎𝑠
𝑦2 0,00011664 𝐾𝑚𝑜𝑙𝑁𝑂2 /𝐾𝑚𝑜𝑙𝑔𝑎𝑠
𝑌1 0,00015593 𝐾𝑚𝑜𝑙𝑁𝑂2 /𝐾𝑚𝑜𝑙𝑎𝑖𝑟𝑒
𝑌2 0,00011664 𝐾𝑚𝑜𝑙𝑁𝑂2 /𝐾𝑚𝑜𝑙𝑎𝑖𝑟𝑒
𝐺′1 57,5 𝐾𝑔/𝑚2 𝑠
𝐺𝑠 57,49103419 𝐾𝑔/𝑠
𝐺𝑠 7136,818038 𝐾𝑚𝑜𝑙/ℎ
𝑋1𝑀Á𝑋 2,8997*10-6 𝐾𝑚𝑜𝑙𝑁𝑂2 /𝐾𝑚𝑜𝑙𝐻2𝑂
𝐿𝑠𝑚𝑖𝑛 96697,369 𝐾𝑚𝑜𝑙/ℎ
𝐿𝑠𝑜𝑝 145046,054 𝐾𝑚𝑜𝑙/ℎ
𝑋1 1,9332*10-6 𝐾𝑚𝑜𝑙𝑁𝑂2 /𝐾𝑚𝑜𝑙𝐻2𝑂
𝐿1 145046,334 𝐾𝑚𝑜𝑙/ℎ
𝐿′1 725,23167 𝐾𝑔/𝑚2 𝑠
𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝐶𝑎𝑝𝑎𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 (𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑𝑎𝑐𝑖ó𝑛) 0,08
𝐺′𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 2,7503751 𝐾𝑔/𝑚2 𝑠
𝐺′𝑜𝑝 2,20030008 𝐾𝑔/𝑚2 𝑠
Á𝑟𝑒𝑎 26,1287243 𝑚2
𝑫𝒊á𝒎𝒆𝒕𝒓𝒐 5,76785273 𝒎
𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝐶𝑎𝑝𝑎𝑐𝑖𝑑𝑎𝑑 (𝑜𝑝𝑒𝑟𝑎𝑐𝑖ó𝑛) 0.023269533
∆𝑃/𝑍 210 𝑁𝑚2 /𝑚
Fuente: Autores del trabajo.
o Cálculo Altura de la Torre
o Cálculo NOG.
 𝐿𝑠
𝐴=
. (𝐄𝐜. 𝟏𝟑)
𝑚𝐺𝑠
1 1 𝑦1 − 𝑚𝑥2 1
𝑁𝑂𝐺 = ln [(1 − ) ( ) + ] . (𝐄𝐜. 𝟏𝟒)
1 𝐴 𝑦2 − 𝑚𝑥2 𝐴
(1 − 𝐴)

Donde:
𝑁𝑂𝐺: Número de Unidades de Transferencia.
𝐴: Factor de Absorción.
𝑚: Pendiente línea de equilibrio.

o Cálculo HOG.

Velocidad del Gas

Se reemplaza el parámetro de flujo obtenido anteriormente en la siguiente ecuación:

𝑙𝑛𝑌𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 = −[3.0521 + 1.028 ln(𝑋) + 0.11093 ln(𝑋)2 ] . (𝐄𝐜. 𝟏𝟓)

0.5
𝑌𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 𝐶𝑠𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑
𝐶𝑠𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 =[ ] . (𝐄𝐜. 𝟏𝟔) 𝜈𝐺(𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑) = 0.5 . (𝐄𝐜. 𝟏𝟕)
𝐹𝑝 𝜇𝐿0.1 𝜌
[𝜌 −𝐺 𝜌 ]
𝐿 𝐺
𝜈𝐺 = 𝜈𝐺(𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑) ∗ 𝑓𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 . (𝐄𝐜. 𝟏𝟖)
Por heurística:
𝑓𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 = 0.8 . (𝐄𝐜. 𝟏𝟗)

Donde:
𝑌𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 : Composición en la inundación.
𝑓𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 : Factor de inundación.
𝑚
𝐶𝑠𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 [ ]: Coeficiente de inundación.
𝑠
𝑚
𝜈𝐺(𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑) [ 𝑠 ]: Velocidad del gas de inundación.
𝐾𝑔
𝜌𝐺 [𝑚3 ]: Densidad del Gas.
𝐾𝑔
𝜌𝐿 [ ]: Densidad del Líquido.
𝑚3
𝜇𝐿 [𝑃𝑎 ∗ 𝑠]: Viscosidad del Líquido.

Número de Reynolds para el Gas

Los datos del tipo de empaque escogido se reemplazan en las siguientes ecuaciones para hallar
el diámetro de la columna:
1−𝜀 1 𝜈𝐺 𝑑𝑃 𝜌𝐺 𝐾𝑊
𝑑𝑃 = 6 ( ) . (𝐄𝐜. 𝟐𝟎) 𝐾𝑊 = . (𝐄𝐜. 𝟐𝟏) 𝑅𝑒𝐺 = . (𝐄𝐜. 𝟐𝟐)
𝑎 2 1 𝑑 (1 − 𝜀)𝜇𝐺
1 + 3 (1 − 𝜀 ) 𝐷𝑃
Donde:
𝑚2
𝑎 [𝑚3 ] : Área de transferencia de masa por unidad de volumen.
𝑑𝑃 [𝑚]: Diámetro Efectivo de partícula.
𝜀: Porosidad o Fracción Hueca.
𝑅𝑒𝐺 : Número de Reynolds del Gas.
𝑚
𝜈𝐺 [ 𝑠 ]: Velocidad del Gas.
𝐾𝑊 : Factor de pared.
𝑚3
𝑄𝐺 [ 𝑠
]: Caudal del Gas.
𝜇𝐺 [𝑃𝑎 ∗ 𝑠]: Viscosidad del Gas.
𝐷𝑐𝑜𝑙 [𝑚]: Diámetro de la columna.

Acumulación de Líquido
Para el cálculo de la acumulación de líquido es necesario determinar el valor de dos números
adimensionales:
4𝐿′1 𝜈𝐿 𝜌𝐿 𝜈𝐿2 𝑎
𝜈𝐿 = . (𝐄𝐜. 𝟐𝟑) 𝑅𝑒 𝐿 = . (𝐄𝐜. 𝟐𝟒) 𝐹𝑟 𝐿 = . (𝐄𝐜. 𝟐𝟓)
𝜌𝐿 𝜋𝐷 2 𝑎𝜇𝐿 𝑔
𝑎ℎ
= 𝐶ℎ 𝑅𝑒𝐿0.5 𝐹𝑟𝐿0.1 (𝑅𝑒𝐿 < 5).
𝑎
𝑎ℎ
= 0.85𝐶ℎ 𝑅𝑒𝐿0.25 𝐹𝑟𝐿0.1 (𝑅𝑒𝐿 ≥ 5) . (𝐄𝐜. 𝟐𝟔)
𝑎
1 2
𝐹𝑟𝐿 3 𝑎ℎ 3
ℎ𝐿 = [12 ∗ ] [ ] . (𝐄𝐜. 𝟐𝟕)
𝑅𝑒𝐿 𝑎

Donde:
𝐹𝑟𝐿 : Número de Froude.
ℎ𝐿 : Acumulación de líquido.
𝑅𝑒𝐿 : Número de Reynolds del Líquido.
𝑚
𝜈𝐿 [ ]: Velocidad del Líquido.
𝑠
𝑚
𝑔 = 9.81 [𝑠2 ]: Gravedad.
𝐶𝑉 , 𝐶ℎ : Parámetros hidráulicos del Empaque.

Coeficiente de Difusión en Fase Gaseosa

Para el coeficiente de difusión se halla el peso molecular y el diámetro de colisión para la mezcla,
𝑒
donde los diámetros de colisión y los parámetros para el aire y el NO2 (ANEXO A3, para el
𝑘
NO2se tomó el dato para NO).
2 𝜎𝑁𝑂2 + 𝜎𝑎𝑖𝑟𝑒
𝑀𝐴𝐵 = . (𝐄𝐜. 𝟐𝟖) 𝜎𝐴𝐵 = . (𝐄𝐜. 𝟐𝟗)
1 1 2
𝑀𝑁𝑂2 + 𝑀𝑎𝑖𝑟𝑒
𝑇
𝑇∗ = . (𝐄𝐜. 𝟑𝟎)
𝑒 𝑒
√(𝑘 ) ∗( )
𝑘 𝐴𝑖𝑟𝑒
𝑁𝑂2
1.06036 0.19300 1.03587 1.76474
Ω𝐷 = ∗ 0.15610 + + + . (𝐄𝐜. 𝟑𝟏)
(𝑇 ) 𝑒𝑥𝑝(0.47635𝑇 ) 𝑒𝑥𝑝(1.52996𝑇 ) 𝑒𝑥𝑝(3.89411𝑇 ∗ )
∗ ∗

0.98 −3 3/2
[3.03 − ( 0.5 )] ∗ (10 )𝑇
𝑀𝐴𝐵
𝐷𝐺 = 1/2
0.0001 . (𝐄𝐜. 𝟑𝟐)
2
𝑃𝑀𝐴𝐵 𝜎𝐴𝐵 Ω𝐷

Donde:
𝐾𝑔
𝑀𝐴𝐵 [𝐾𝑚𝑜𝑙]: Peso Molecular de la mezcla gaseosa.
𝐾𝑔
𝑀𝐴𝑖𝑟𝑒 [𝐾𝑚𝑜𝑙]: Peso Molecular del Aire.
 𝐾𝑔
𝑀𝑁𝑂2 [𝐾𝑚𝑜𝑙]: Peso Molecular del NO2.
𝜎𝐴𝐵 [Å]: Diámetro de Colisión.
𝜎𝐴𝑖𝑟𝑒 [Å]: Diámetro de Colisión del Aire.
𝜎𝑁𝑂2 [Å]: Diámetro de Colisión del NO2.
𝑇 ∗: Parámetro.
Ω𝐷 : Integral de colisión de la difusión.
𝑚2
D𝐺 [ 𝑠
]: Coeficiente de difusividad en fase gaseosa.
𝑒
(𝑘) : Parámetro e/k para el NO2.
𝑁𝑂2
𝑒
(𝑘) : Parámetro e/k para el aire.
𝐴𝑖𝑟𝑒

Coeficientes de Transferencia de Masa Locales y Global

𝜇𝐺
𝑆𝑐𝐺 = . (𝐄𝐜. 𝟑𝟑)
𝜌𝐺 𝐷𝐺
3
𝐷𝐺 𝑃 𝑎 𝑅𝑒𝐺 4 23
𝑘𝐺 = 0.1304𝐶𝑉 [ ]( )( ) 𝑆𝑐𝐺 . (𝐄𝐜. 𝟑𝟒)
𝑅𝑇 [𝜀(𝜀 − ℎ𝐿 )]0.5 𝐾𝑊

Donde:
𝑆𝑐𝐺 : Número de Schmidt para fase gaseosa.
𝐾𝑚𝑜𝑙
𝑘𝐺 [ ]: Coeficiente de Transferencia de masa local convectivo en fase gaseosa.
𝑚2 𝑠
𝑚3 𝑎𝑡𝑚
𝑅 = 0.0821 [𝐾𝑚𝑜𝑙 𝐾]: Constante de los gases ideales.
𝑇 [𝐾]: Temperatura.
𝐾𝑊 : Wall Factor (Factor de Pared).
−0,19 𝑛
1,25 ∗ 10−8 (𝑉𝑁𝑂2 − 0,292)𝑇1,52 𝜇𝐻2𝑂
𝐷𝐿 = . (𝐄𝐜. 𝟑𝟓)
10000
9,58 𝐷𝐿 ∗ 𝑎 ∗ 𝑣𝐿 0,5
𝑛= − 1,12 . (𝐄𝐜. 𝟑𝟔) 𝑘𝐿 = 0,757𝐶𝐿 ∗ [ ] . (𝐄𝐜. 𝟑𝟕)
𝑉𝑁𝑂2 𝜀ℎ𝐿
1 1 𝑚 𝐺𝑠 ∗ Á𝑟𝑒𝑎
= + . (𝐄𝐜. 𝟑𝟖) 𝐻𝑂𝐺 = . (𝐄𝐜. 𝟑𝟗) 𝑍 = 𝐻𝑂𝐺 ∗ 𝑁𝑂𝐺 . (𝐄𝐜. 𝟒𝟎)
𝐾𝑦 𝑘𝐺 𝑘𝐿 𝐾𝑦 ∗ 𝑎

Donde:
𝑐𝑚3
𝑉𝑁𝑂2 = 13,54 [ 𝑚𝑜𝑙 ]: Volumen molar de NO2.
𝐾𝑚𝑜𝑙
𝑘𝐿 [ 𝑚2 𝑠 ]: Coeficiente de Transferencia de masa local convectivo en fase líquida.
𝑚2
𝐷𝐿 [ ]: Coeficiente de difusividad en fase líquida.
𝑠
𝐶𝐿 : Parámetro asociado al tipo de empaque.
𝐻𝑂𝐺 [𝑚]: Altura de Unidad de Transferencia.
𝐾𝑚𝑜𝑙
𝐾𝑦 [ ]: Coeficiente de Transferencia de masa global convectivo en fase gaseosa.
𝑚2 ℎ
𝑚: Pendiente línea de equilibrio.

Tabla 9: Resultados Cálculo Coeficiente de Transferencia kL.

Resultados
𝑉𝑁𝑂2 13,54 𝑐𝑚3 /𝑚𝑜𝑙
 𝐷𝐿 3,95577*10-8 𝑚2 /𝑠
𝐶𝐿 1,239
𝑘𝐿 0,065752842 𝐾𝑚𝑜𝑙/𝑚2 𝑠
.
Tabla 10: Resultados Cálculo Altura de la Torre.
Resultados
𝐴 0,377952329
𝑵𝑶𝑮 0,4911196
𝑋 0,434651627
𝐿𝑛𝑌𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 -2,72257168
𝑌𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 0,065705563
𝐶𝑓 25
𝐶𝑠𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 0,072415422 𝑚/𝑠
𝑉𝑔𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 2,101351347 𝑚/𝑠
𝑓𝑖𝑛𝑢𝑛𝑑 0,8 Heurística
𝑉𝑔 1,681081077 𝑚/𝑠
𝜀 0,92
𝑎 102 𝑚2 /𝑚3
𝑑𝑝 0,004705882 𝑚
𝑄𝐺 48,46751901 𝑚3 /𝑠
𝐾𝑊 0,993246905
𝑅𝑒𝐺 6301,00
𝑀𝐴𝐵 35,57333333
𝜎𝐴𝑖𝑟𝑒 3,711 Å
𝜎𝑁𝑂2 3,492 Å
𝜎𝐴𝐵 3,6015 Å
𝑒 78,6 𝐾
( )
𝑘 𝐴𝑖𝑟𝑒
𝑒 116,7 𝐾
( )
𝑘 𝑁𝑂2
𝑇∗ 3,113064455
Ω𝐷 0,940773381
𝐷𝐺 6,79728*10-6 𝑚2 /𝑠
𝑣𝐿 0,027756107 𝑚/𝑠
𝑅𝑒𝐿 272,1186966
𝐹𝑟𝐿 0,008018464
𝐶ℎ 0,593
𝑎ℎ /𝑎 1,26349153 𝑅𝑒𝐿 ≥ 5
ℎ𝐿 0,076447297
𝑆𝑐𝐺 2,29
𝐶𝑉 0,368
𝑘𝐺 1,91*10-3 𝐾𝑚𝑜𝑙/𝑚2 𝑠
𝐾𝑌 11,27636 𝐾𝑚𝑜𝑙/𝑚2 ℎ
𝑯𝑶𝑮 162,15 𝒎
𝒁 79,63590011 𝒎
Fuente: Autores del trabajo.
 6. EQUIPOS ADICIONALES Y DIAGRAMA DEL PROCESO

Se consideraron una caldera de biomasa, una unidad de oxidación con ozono, un intercambiador
de calor, una válvula, un tanque de almacenamiento y una bomba. A continuación, se presenta
la justificación de cada uno de los equipos.

o Caldera de biomasa: Este es el aparato que proporciona la corriente de gas a partir de la

combustión de desechos orgánicos, en este caso es la madera de sauce.
o Unidad de oxidación con ozono: Este equipo se considera necesario porque allí es donde
se realizan los procesos de oxidación completa del NO a NO2 para realizar el proceso de
absorción, ya que el NO no es soluble en el agua y el NO2 se puede tratar con absorción.
o Intercambiador de calor: Este equipo es necesario antes de que el efluente ingrese al
absorbedor, esto se debe a que según la literatura el proceso de oxidación con ozono se da
una temperatura de 148°C y se necesita que la temperatura en la torre está a condiciones
ambiente para poder utilizar las relaciones encontradas en la bibliografía.
o Válvula: La válvula tiene el fin de realizar control del flujo de vapor a la torre de absorción.
o Tanque de almacenamiento: Es necesario para almacenar al agua que será utilizada más
adelante en el proceso como solvente.
o Bomba: Se consideró una bomba para el transporte del agua hasta el tope de la torre de
absorción.

7. SIMULACIÓN

En el análisis de resultados se presenta una comparativa entre los resultados obtenidos por
simulación (ANEXO A5) y los obtenidos por medio de cálculos. De manera adicional se
encontraron utilidades en el menú de la torre para graficar el equilibrio y tomar los datos. Esto
fue de ayuda debido a que la constante de Henry encontrada en la literatura era demasiado
grande y no nos permitía realizar los cálculos por lo cual se tomaron los datos de equilibrio hasta
el 0.1% y se hizo una regresión lineal.

Además de lo anterior, COCO también nos ofrece un estudio paramétrico en el cual podemos
realizar el modelado varias veces fijando una variación en la entrada “input” y una respuesta a
esta variación “output” hasta encontrar el resultado que deseamos.

En cuanto a la selección del modelo termodinámico se encontró que modelar el sistema NO2-
H2O es una tarea desafiante debido a las complejidades que surgen, ya que el NO2 reacciona
inmediatamente con el H2O una vez se disuelve, esto impide realizar mediciones directas sobre
los equilibrios de fase del sistema químico.

Sugata P. Tan y Mohammad Piri proponen modelar el sistema con la ecuación de estado (EOS)
de la Teoría de Fluidos de Asociación Estadística de Cadena Perturbada (PCSAFT), la cual
obtiene unos resultados satisfactorios. Con base en lo anterior y debido a que Coco Simulator
presenta una limitante con respecto a este modelo ya que no se encuentra en este software. Se
decidió trabajar con una EOS, en este caso PSRK (Predictive Soave–Redlich–Kwong), para
determinar la constante de Henry.
El diagrama PFD del proceso con todos los equipos adicionales considerados necesarios para
este proceso se pueden visualizar en el ANEXO A4 en donde se ven parámetros como la
presión, la temperatura y las sustancias en cada una de las corrientes.

8. ANÁLISIS DE RESULTADOS

Para el análisis de resultados entre los datos obtenidos de la simulación y los calculados
utilizando modelos encontrados en artículos científicos, se puede encontrar que el diámetro para
el primero es de 6.36 [m] mientras que para el calculado es de 5.76 [m], lo que permite establecer
que la diferencia es mínima y puede deberse a las relaciones utilizadas.

Por otro lado, la altura de la torre modelada en el programa COCO fue de 8.35 y en los cálculos
realizados fue de 79 [m]. Esta diferencia se puede explicar porque COCO en su paquete de
simulación cuenta con un tamaño de empaque establecido por plato. Por otro lado, es posible
que las correlaciones utilizadas para el cálculo de HOG no correspondan para las condiciones
de operación consideradas de este proyecto.

Es importante aclarar que el agua como solvente del NO2 no es eficiente. Lo que implica que
para llegar al grado de separación deseado de 185 [ppm], requiere de una mayor altura y
diámetro. Debido a limitaciones como la dificultad para encontrar curvas de equilibrio con
aditivos o el modelamiento en COCO, la eficiencia de remoción no es la necesaria en torres con
una altura y diámetro lógicos.

Retomando el modelo termodinámico mencionado en la sección de simulación, modelar al

sistema H2O-NO2 representa una gran dificultad por su naturaleza heterogénea de la reacción,
los equilibrios de fase de los componentes y las múltiples reacciones químicas que pueden
ocurrir antes de alcanzar los equilibrios fisicoquímicos. Esto implica que el grado de ajuste de
los modelos al sistema no se no logra de manera satisfactoria [23] y la constante de Henry tuvo
que ser modelada porque los valores experimentales eran muy grandes y no permitían realizar
los cálculos, lo que puede proporcionar cierto error.

Finalmente, el uso de aditivos puede aumentar la eficiencia de remoción, en [8] los

investigadores encontraron que el uso de una solución de sulfito de sodio con ozono en exceso
se logró hasta un 65% de remoción de NO2, mientras que usando agua desionizada hasta un
21.1%. Utilizar aditivos también mejorará la tasa de absorción y permitirá que las dimensiones
de la torre sean más reales. Aunque es importante aclarar que el uso de absorbentes puede
implicar la producción de subproductos que requerirán de un post tratamiento.

9. PROPUESTA DE INTENSIFICACIÓN DE PROCESOS

Para la selección de la propuesta de intensificación de procesos se tuvo en cuenta una
alternativa que mejorará el proceso de absorción. En la investigación realizada, se encontraron
2 aplicaciones importantes: el uso de lechos empacados rotatorios y el uso de microorganismos
para desnitrificar los líquidos que resultan del proceso de absorción. Ambos procesos fueron
novedosos y discutidos. Teniendo en cuenta que la segunda aplicación plantea un post
tratamiento, pero no implica un aumento del porcentaje de remoción del NO2, se seleccionó el
uso de lechos empacados rotatorios para la optimización del proceso de oxidación y la mejora
del proceso de absorción.
En los artículos consultados [17-21] se planteó un sistema el cual consta de un proceso de
oxidación del NO2, generalmente fue un equipo adicional a la torre y una torre de absorción de
lecho empacado rotatorio donde ocurre la remoción del NO2 en el que utiliza un método húmedo
que consta de una solución de un absorbente.
La ventaja de utilizar métodos húmedos es que el proceso es simple y no se requieren altas
temperaturas. En términos generales, de manera experimental se comprobó que el lecho
rotatorio mejora el proceso de transferencia de masa gas líquido, al aumentar la velocidad de
rotación. La mayor eficiencia de eliminación se presentó a los 2200 rpm utilizando una solución
de urea y oxidante NaClO2 [17]. Por otra parte, se consideró que una desventaja de emplear
torres de lecho empacado rotatorio es el gasto energético asociado a la rotación.

Imagen 3: Esquema de intensificación del proceso del artículo [17]

Fuente: (Cai,Y. et al (2019))

Esto se puede aplicar al modelo propuesto porque ya se planteó una unidad de oxidación previa
al proceso de absorción, pero no se consideró utilizar absorbentes por cuestión de la
disponibilidad de sustancias químicas para la simulación y ausencia de datos de equilibrio ni el
uso de un sistema de absorción rotatorio.
 REFERENCIA BIBLIOGRÁFICAS

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ACETONA Y ETANOL COMO MOLÉCULAS PLATAFORMA. Avances en Ciencias e Ingeniería,
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https://www.carbotecnia.info/agua-casa-empresa-puede-corrosiva-
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0de%20que%20sea%20potable.&text=Un%20pH%20menor%20a%207,por%20lo%20tanto%2
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Combined with a Charged Device. Energy & Fuels, 31(2), 1764–1770.
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doi:10.1016/j.cej.2020.124678
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absorption of NOx and SO2 into Na2SO3 solution in a rotating packed bed with preoxidation by
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Fibers in Hollow Fiber Membrane Modules for NOx Absorption. International Journal of
Technology. Volume 11(2), pp. 269-277
[23] Modeling the Solubility of Nitrogen Dioxide in Water Using Perturbed-Chain Statistical
Associating Fluid Theory Sugata P. Tan* and Mohammad Piri

ANEXOS
Convenciones:

Tamaño Diámetro nominal del empaque (mm)

Área Área superficial específica del empaque (m2/m3)
ε Fracción vacía o porosidad del empaque
FP Factor de empaque
FPd Factor de empaque seco
CLo Constante de Billet y Schultes para evaluar el punto de carga
CF1 Constante de Billet y Schultes para evaluar inundación
CP Constante de Billet y Schultes para evaluar la caída de presión
CH Constante de Billet y Schultes para evaluar la retención de líquido
CL Constante de Billet y Schultes para evaluar la transferencia de masa en
el líquido
CV Constante de Billet y Schultes para evaluar la transferencia de masa en
el gas.
C1, C2, C3 Constantes de Stichlmair para evaluar el factor de fricción
ϕ Esfericidad del empaque
Peso Peso del empaque seco (kg/m3)
# Número de piezas del empaque por m3
MWR Velocidad mínima de humedecimiento del empaque (m/s)
ϴ Angulo de corrugación del empaque
Hc Altura de corrugación (m)
S Lado característico de corrugación (m)
Bc Base de corrugación (m)
deq Diámetro equivalente del empaque reportado por Bravo (in) Co
C0 Constante para el modelo de Bravo et al.
Fmin Velocidad de inundación mínima para el modelo de Bravo et al.
(ft/s)
Fmáx Velocidad de inundación máxima para el modelo de Bravo et
al.(ft/s)
Cmin Velocidad de carga mínima para el modelo de Bravo et al. (ft/s)
Cmáx Velocidad de carga máxima para el modelo de Bravo et al. (ft/s)
ANEXO A1. Empaques al Azar
Fuente: Siegler, H. (2003). Diseño de un Módulo para el Dimensionamiento Hidráulico de Torres Empacadas. [Tesis de Pregrado].
Universidad Nacional de Colombia. Bogotá, Colombia.
 ANEXO A2. Inundación y Caída de Presión en torres con empaques al Azar (coordenadas de Eckert)

Fuente: Treybal, Robert E.; Operaciones de Transferencia de Masa, Segunda Edición; Ed. McGraw-Hill, Estados Unidos. (1988). pp. 224.
 ANEXO A3. Parámetros y propiedades críticas del potencial de Lennard-Jones.

Fuente: Bird, Byron R., Stewart, Warren E., Lightfoot, Edwin N.; Fenómenos de Transporte, Segunda Edición; Ed. Limusa Wiley, México.
(2006). pp.1014.
 Anexo A4. Diagrama PFD

Fuente: Autores del proyecto.

 Anexo A5. Proceso de modelado en COCO
Modelado en Coco simulator:
1) Se especifican las sustancias que estarán presentes en el proceso y el paquete termodinámico con el que modelará, en este caso como
se modela la torre con ChemSep, y, además este ofrece más opciones que TEA, para ser consistente, se trabaja con ChemSep.
2) Se cierra el menú y se pasa a especificar las corrientes de agua y gas a la entrada de la torre.
3) Ingresar a menú “Insert unit operations”, en “separators” se encuentra la torre ChemSep, se selecciona y se abrirá un menú en el cual
se debe especificar que es una torre de absorción simple.
4) Se abrirá el menú de la torre, y se especificará tal cual como se hizo al inicio del proceso con el mismo modelo termodinámico, luego se
cierra el menú para conectar las corrientes prestando atención en todos los anuncios (presionar “yes”) para que actualice todo.
 Se debe prestar atención a la hora de conectar las corrientes la de solvente se referirá a la etapa de la parte superior(1) y la de
gas a la inferior, con las de salida cual es el tope y fondo.

5) Se abre nuevamente el menú de la torre en “edit” y se procede a correr la simulación.

6) Después de esta primera corrida iremos a “rating” para especificar el tipo de empaque y observar el diámetro que se obtiene. Es
importante que cada vez que se corre la simulación se debe presionar “auto” para que recalcule el diámetro y la altura.
Nota: La altura de la torre se calcula internamente de manera que para cada empaque Coco tiene un estándar de altura por ende se
debe estudiar el número de platos requeridos para alcanzar la composición según la reglamentación, una vez fijado este valor, se ha
encontrado la altura de la torre.
 7) Se procede a correr la simulación en el menú principal y a verificar que no existan errores.

8) Se agrega una bomba para llevar el agua a la alimentación de la torre, un cooler para enfriar el gas y que este salga a condiciones
estándar, una válvula para una vez accionada el gas ingrese a la torre.

9) Se procede a colocar un reporte de corrientes, presionamos en el menú “insert”, “stream report” y seleccionamos las corrientes de las
que se desea información.
De manera adicional se encontraron utilidades en el menú de la torre para graficar el equilibrio y tomar los datos. Esto fue de ayuda debido
a que la constante de Henry encontrada en la literatura era demasiado grande y no nos permitía realizar los cálculos por lo cual se tomaron
los datos de equilibrio hasta el 0.1% y se hizo una regresión lineal.
Además de lo anterior, Coco también nos ofrece un estudio paramétrico en el cual podemos realizar el modelado varias veces fijando una
variación en la entrada “input” y una respuesta a esta variación “output” hasta encontrar el resultado que deseamos.