gas liquido urea
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Gas-líquido del reactor en la síntesis de la urea
M. Dente, M. Rovaglio, G. Bozzano, A. Sogaro
Dipartimento di Chimica Industriale Chimica ed Ingegneria "G. Natta "
Politecnico di Milano, Italia
A.
Tecnimont SPA, Italia
Abstracto
A pesar del hecho de que la urea ha aumentado para convertirse en el fertilizante más
importante, hasta ahora una escasa atención científica se ha dedicado a la comprensión del
comportamiento detallado del reactor en el que la síntesis de la urea se lleva a cabo. Es un
típico reactor gas-líquido que implica no sólo fenomena retromezcla. sino también aspectos
importantes de transferencia de calor y masa entre el vapor y la fase líquida, junto con el
líquido y g y-líquido h y homogéneo y el equilibrio y en las fases heterogéneas "problemas
kinetics_ de dinámica de fluidos son creados por la corriente directa de gas-líquido fluya a
través de las placas perforadas que genera intermitente calienta burbujas s. Propósito de este
trabajo es presentar las bases y los resultados obtenidos a través de una "completa" de
modelos (que cubre termodinámica. Cinética aspectos dinámicos y fluidos) de gas-líquido por
etapas del reactor, y la comparación con datos reales de las unidades comerciales. Ecuación
original cinética y termodinámica de algunos datos relacionados con los equilibrios muy
complicados involucrados también se presentan.
Introducción
En el rango de condiciones de operación, aprobada en los procesos de urea diversos, tanto de
gas como fase líquida están presentes. Fase gaseosa está constituida por dióxido de carbono
amoníaco,. agua y algunos gases inertes (incluidos los agentes de pasivación). Sus
cantidades relativas. a lo largo del reactor. Dependerá de las condiciones de operación
prevalecientes (presión, temperatura, N'H3 / CO2, H20/C02 relacion). La fase líquida contiene
CO2 disuelto físicamente y químicamente combinada. NH3. H20, la urea. Componentes
combinados están presentes principalmente en forma de iones como el NH4 +. NH2CO2-
HCO3-y otros componentes menores. (En la jerga de los especialistas en las plantas de urea,
el todo está indicado como solución de urea / carbamato: en la situación real de bicarbonatotambién es de la competencia) Las principales reacciones que tienen lugar en la fase líquida
son las siguientes:
(I) CO2, líquidos + 2 NH3, liq = NH4 + + NH2co2-
(2) H20liq + NH2co2-NH3.liq = HCO3-
(3) NH4 + + NH2co2-= (NH4NH2CO2) = urea + H2Oliq
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La primera reacción es fuertemente exotérmica: los segundos y los terceros son endotérmicas.
Las tres reacciones son reversibles. Los dos primeros son tan rápidos, tanto en la dirección,
que puede ser prácticamente considerado en el equilibrio. La tercera constituye el paso
determinante de la velocidad de formación de la urea. A lo largo del reactor, el líquido está
aumentando a expensas de la fase de gas, el amoniaco. dióxido de carbono, urea, agua (y losiones relacionados con ellos) cambien sus cantidades relativas y se intercambian entre las dos
fases: la urea reside en el líquido. La transferencia de calor y masa entre las fases y la cinética
de la reacción de urea dominan el comportamiento del reactor. Como consecuencia de la
conversión de carbamato en urea en realidad no es solamente dictada por las limitaciones de
equilibrio de reacción de urea. como convencionalmente se considera, sino también por la
dinámica de fluidos existentes en el reactor. Los reactores de módem son prácticamente
adiabático. La forma habitual es un cilindro vertical alimentado por, al menos, dos corrientes,
una de vapor (CO2 ricos) y un líquido de un (NH3 ricos). tanto entrar en el fondo y la
generación de un movimiento al alza de las fases. Para los procesos más difundidos, que
operan a media presión (140+200 bares). la conversión por pasada es tal que necesita de
reciclaje de la materia no convertidos. Por lo tanto, el agua, amoníaco libre. carbamato de
amonio. bicarbonato y urea algunos suelen estar presentes en el flujo de líquido reciclado en
el reactor. En el reactor, la formación de nuevos carbamato proporciona el aumento de la
temperatura que es necesaria para lograr tasas convenientes para la reacción (3). es decir,
formación de urea. El perfil de temperatura está aumentando progresivamente en el interior
del reactor. Un ejemplo moderno de un reactor de urea, se representa esquemáticamente en
la fig. 1 (Pagani. 1982). Dos zonas diferentes se pueden distinguir: entre ellos una corriente de
NH3 sobrecalentado puede ser introducido con el objetivo de aumentar aún más los
rendimientos @ actuando sobre la relación NH3/CO2. Si el flujo adicional no se agrega. la
sección más baja está funcionando sólo con la fase líquida, así como un tiempo resfdence
más. El movimiento de los enjambres de burbujas está activo en la promoción de la mezcla de
la fase líquida: con el objetivo de reducir el retromezcla algunas placas perforadas suelen ser
introducido en el reactor, lo que supone una estructura por etapas (esto es común a todos los
reactores módem urea) . El reactor puede ser convenientemente considerado, para el
moclelling fase líquida. como una secuencia de RTCM es. Por el contrario, un modelo de flujo
de pistón para la fase gaseosa se sugiere para cada etapa. Algunas consideraciones
generales sobre el reactor son dignos de ser mencionados:
y La relación N / C en los distintos procesos se extiende por todo el rango de 2,5 a 4.
con un máximo de 5. En consecuencia, la conversión de las emisiones totales de CO2
de la urea se abarca principalmente de alrededor del 55% al 70% con un máximo del
80% (para el más alto N / C).
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y La presión de servicio, para mantener la mayoría de los efluentes en la fase líquida,
tiene que ser mayor, ya la relación N / C es mayor: va principalmente desde 140 hasta
200 bares, con un máximo de 400 bares.
y La salida de corriente de los rangos de temperatura de unos 185 ° C a 195O C con un
máximo de 2100 C (para los más altos valores de presión y N / C).
y El tiempo de residencia se extiende desde aproximadamente 1200 a 2500 segundos.
2.El marco termodinámico
Fase líquida 2a.The: el marco termodinámica nos estamos refiriendo a ha sido la base de un
modelo de simulación satisfactoria del proceso de urea entera (Dente et al, 1988).. Los
componentes reales ya se ha mencionado que regulan el comportamiento termodinámico de
la solución. Formación de biuret y la presencia de inertes disueltos en el líquido, se tendrán en
cuenta en el modelado. Para el balance de materia global. es conveniente para caracterizar
las soluciones de "Componentes equivalentes" que son los mismos, con excepción de urea.
que aparecen en la fase gaseosa como componentes reales. Son NH3 equivalente.
equivalentes de CO2 equivalente H20 La definición de los componentes equivalente está
representado por las siguientes ecuaciones en términos de cantidades molares:
WNH3,tot = WNH4+ WNH2CO2 + WNH3
WCO2,tot = WC02 + WHC03 + WNH2CO2
WH20,tot=WH20+WHCO3
Fig. 1: Ejemplo de reactor de urea
que conectan los componentes reales de los equivalentes. La cantidad (local) del total de N,
C, 0 en la fase líquida está dada por:
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(4) WN.tot = WNH3,tot + 2WIJREA
(5) WC. tot = wco2, tot + WUREA
(6) WO.tot = WH20,tot + 2WC.tot ² WUREA
Dado que el balance de materia global se llevará a cabo en términos de componentes
equivalentes, si bien tanto la velocidad de reacción de urea y la tasa de cambio entre las dos
fases se rigen por la fracción molar de los componentes reales, es necesario evaluar las
fracciones molares de los seis componentes reales (NH3. H20. CO2. NH4 + * HCO3-,
NH2CO2) como iunctlon de urea local. equivalente a las cantidades de componentes locales y
la temperatura. Este resultado se logra sumando el balance de electroneutralidad de los iones
y los equilibrios de las reacciones (1) y (2):
donde, por definición,
Wtot = WNH3 + WC02 + WH20 + WUREA+ WNH4 + WNH2CO2 + WHC03
El contenido de iones de las soluciones es por lo general tan alta que ninguna teoría eficazestá disponible para el extimacion a-priori del efecto de la composición de la actividad
coeificients yi. Se han determinado a través de la elaboración de los datos de equilibrio
experimental y las formulaciones empíricas: la única condición que debe darse a ellos ha de
ser coherente (en algún sentido asintótico) con el comportamiento del sistema cuando la
solución se fuerza iónica binario y baja. Para el desarrollo y puesta a punto que las
informaciones de termodinámica (incluyendo el equilibrio de la urea), varios conjuntos de
datos experimentales disponibles en la literatura, se han utilizado (véase, por ejemplo. Long y
McDevit 1952. Inoue y otros al. 1972. L.emkowitz y otros al. 1971). Los resultados
satisfactorios de los supuestos termodinámica han sido ya confirmados (Dente y otros al.
1988). Sin entrar en detalles sobre esto, nos ha parecido más conveniente expresar las
ecuaciones (8 '). (9 '). en términos de "las constantes de equilibrio aparente", producto de la
constante "real" de equilibrio (que es sólo función de la temperatura) y el coeficiente de
actividad pertinentes (función de la temperatura y composion). Por lo tanto, poniendo:
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Las ecuaciones (8 '). (9 '). Puede ser reescrita en la forma (equivalente):
El sistema de ecuaciones algebraicas no lineales (4) a (10). cuando la temperatura del local.
urea. cantidad equivalente a los componentes se les da, permite la determinación de las
cantidades locales de los componentes reales. Las expresiones para la evaluación de K1.Q.
se reportan en Dente y otros al. (1992).
2.b. Equilibrio de la urea: para evaluar la velocidad de la reacción (reversible) 3, será
necesario establecer el valor local de la aparente * "constante de equilibrio" K3:
donde el K3cT función. X) se dan en Dente y otros al. (1992).
Debido a K3 es una función de la composición de equilibrio local. es necesario calcular el equilibrio
hipotético completo (urea incluido) de la fase líquida (dada la cantidad total de locales de Carolina
del Norte 0 y la temperatura). Por lo tanto. las ecuaciones a resolver son los mismos que antes.
junto con el eq. (11). La composición final permite la determinación del equilibrio completo y, como
consecuencia, el valor de la K3 costant aparente (ver Apéndice A).
2-c equilibrio líquido-vapor: la elaboración de los datos de la literatura permite la
determinación de los equilibrios heterogéneos en la interfase entre las dos fases. La
condición de equilibrio en la interfaz sigue las reglas habituales:
Al poner el resultado es:
Donde , son las fracciones molares de los
componentes reales. mientras que la interfaz de las constantes de equilibrio Ki se
presentan en Dente y otros al. (1992).
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Las ecuaciones anteriores dan la composición del gas de fase local (en la interfaz) en
función de la composición de la fase líquida. Coeficientes Ki son una combinación de
líquido y comportamiento termodinámico del gas. Las fracciones molares de vapor en
la interfase son:
En la parte superior del reactor de la presión total se le asigna (y etapa por etapa es
variable en función de la carga hidráulica): esto significa que también la condición:
Tiene que ser a nivel local satisfechos. Se fija la temperatura en la interfase líquido-
vapor:
En el ejercicio de la fase de los saldos globales de fase, es necesario conectar entre
facial fracción de masa de los componentes del gas de las fracciones de masa
interfacial del líquido componentes equivalentes y la temperatura interfacial. El
sistema algebraico de todas las ecuaciones que hasta ahora constituye la conexión:
una vez que la evaluación se ha realizado, es conveniente deducir. etapa de la
relación de alta entre el gas y el líquido de las fracciones equivalentes en masa de
componentes en la interfaz (donde lo homogéneo (1), (2) y los equilibrios
heterogéneos (11) están puestos):
Por supuesto, Hi es sólo un factor de proporcionalidad ficticio, que se puede deducir
después de la resolución local de los equilibrios homogéneos y heterogéneos.
2.6 La entalpía de la fase líquida: la entalpía molar del líquido es evaluado por el
supuesto de que la solución está constituido por la "sales" componentes (carbamato
de amonio y bicarbonato), la urea, el NH3, el CO2 disuelto físicamente y H20. La
entalpía molar propuestos para la "sales" es la entalpía de formación de sus
soluciones en el agua a una dilución nominal Infinito y temperatura estándar (298 KJ:
(que es como suponer que en la dilución infinita, amoníaco, urea y se.. diluyentes
equivalente). Estos
valores. son corregidos por el efecto de la temperatura. suponiendo que el "sales" en
las soluciones infinitamente diluidas tienen el mismo calor específico molar del líquido
puro "sales". Libre de amoniaco y el agua se supone que tienen las mismas
propiedades de los líquidos puros, a la misma temperatura y presión parcial. La urea
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se supone que tiene la misma entalpía de la urea fundida pura a 298 K, más una
corrección hasta que la temperatura del local: el calor específico molar tiene en cuenta
los efectos de la asociación de la urea con amoníaco y agua. Libre de CO2 se supone
que tiene la misma entalpía del gas CO2 a la misma temperatura y presión parcial. La
entalpía de exceso de las soluciones se supone que tiene la siguiente expresión, la
función de la temperatura y composición:
2-e entalpía de la fase de vapor: la mezcla de gas se supone que es ideal (no el
exceso de entalpía de la mezcla de vapor). Las propiedades se supone que son los de
los componentes puros a la misma temperatura y presión parcial. De CO2 y NH3 las
correcciones contra la idealidad no se dan por el método de RKS: H20 para la
representación de tablas de vapor se prefiere. Más de su temperatura crítica, el NH3
pura líquidos y gaseosos se supone que tiene las mismas propiedades a la misma
presión y temperatura. Inertes se asumen como gas ideal.
3. El modelo de reactor
La formación de urea se lleva a cabo en un reactor de dos fases, donde varios
fenómenos juegan un papel importante. Termodinámica, cinética dinámica, fluida, así
como la transferencia de calor y masa deben ser investigados para el desarrollo de un
modelo de simulación robusto y adecuado. Dado que el marco termodinámico se ha
dado ya vamos a ir ahora en las otras ecuaciones necesarias para la descripción
completa de la unidad.
3.a: Dinámica fluido: Como se ha señalado antes, dentro de cada etapa el gas se
mueve a través de una multitud de burbujas. generadas por los agujeros de la bandeja
de tamiz. El tamaño de las burbujas es tal, que se unen antes de cruzar la bandeja
siguiente: por el hecho de que el paso simultáneo de líquido y vapor a través de los
agujeros no es físicamente permitido, la consecuencia de que el arco se convierte en
burbujas de enjambres intermitentes. En este caso, la fracción local de gas dentro del
enjambre es mayor, el tamaño de las burbujas es mayor, su velocidad de ascenso es
menor que en el caso de un enjambre de burbujas continua. Este aspecto ha sido
tenido en cuenta en el modelado de la masa volumétrica media y Coeficientes de
transferencia de calor. El diámetro medio de las burbujas en una nube generada a
través de una bandeja de tamiz se le da (Schaftfefn y Russel 1968.) Por:
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Las burbujas son planas debido a su tamaño. Su velocidad máxima en un líquido en
reposo es entonces aproximadamente dada por (ver por RatcheIor Istance 1970.):
En las condiciones habituales vt es bastante más alta que la velocidad superficial del
gas y del líquido. Este hecho permite algunas simplificaciones en la retención
extimating volumétrico de gas. dentro de los enjambres de burbujas. en presencia de
la intermitencia. por la siguiente expresión:
El atraco de gas promedio fn una etapa viene dada por:
donde J es un "factor de intermitencia" evaluado como
(Se toma en cuenta que los intermitentes se calienta 8 de burbujas están separados
por bala de la fase líquida continua) Más detalles acerca de las correlaciones
utilizadas se pueden encontrar en Reith et al. (1963). Pavlica y Olson (1970).
Teniendo en cuenta que prácticamente sólo la tapa de las burbujas de aplanado es
sobre todo activo de transferencia de calor y masa, la zona interfacial se convierte en
activo por unidad de volumen de una etapa:
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fig. 2: comparación entre los datos experimentales y el modelo de predicción
La geometría de las bandejas (a veces sólo una parte de su
superficie está perforada), la situación específica de la
primera etapa (donde la inmisión de vapor se realiza a través
de tubos verticales perforados) y así sucesivamente, han
sugerido la introducción de un tipo de factor de eficacia ". "de
una etapa, como un multiplicador de la superficie específica
de parámetros THL se ha racionalizado de alguna manera: la
expresión propuesta es la siguiente:
3.b cinética química: el paso lento químicos involucrados en
este sistema está constituido por la reacción (3) que ocurren
en el líquido. Muy pocos resultados se pueden encontrar en la
literatura sobre este tema. Los únicos datos disponibles sobre
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el reactor de banco continuo son los de IGol'dbeg y Al'tshuler
(1963). Sobre la base de ellos y de algunos otros datos de las
unidades comerciales que se han podido proponer y revisar la
siguiente expresión para la velocidad cinética de la reacción
(3).
donde K3 es el antes mencionado aparente equilibrio
constante de la reacción. Los valores de K y Eatt se han
establecido (Meotti, 1986) como: K = 4,2 LO1 un Kmol/m3/s:
Eatt / R = 16,000 K
El pequeño tamaño del reactor experimental (0,01 m de
diámetro. 15,0 m de longitud). dar lugar a un flujo de lodo de
los líquidos y gases. t se puede observar (la variación de la
presión) la transición de un régimen dominado por dinámica
de fluidos de comunicación y la transferencia de calor (baja
presión) a un régimen dominado por la cinética química (alta
presión): en el segundo, la presión no tiene más efecto en el
urea rendimiento. porque la mayor parte del volumen está
ocupado por la fase líquida. Figura 2 se comparan los
resultados experimentales y la predicción del modelo. La
comparación es satisfactoria en toda la gama de condiciones.
3.c: balances de masa y calor: el modelo de reactor se basa
en los siguientes supuestos:
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- La fase líquida (en la etapa) se mezcla por completo y la
fase gaseosa es un plug-flow:
- la interfaz está en el equilibrio de los componentes
correspondientes real;
- Los balances de masa en el líquido se refieren a los
componentes equivalentes. como ya se ha definido;
- Inertes sólo se consideran en la fase gaseosa.
Por lo tanto, las otras ecuaciones del modelo de ser. en el de
una sola etapa:- En fase de vapor (plug-flow)
(inertes, no se intercambian con el líquido)
- Fase líquida (mezcla completa)
3.d: Condiciones de s en la interfaz: Con el fin de expresar los
flujos de masa en función de las composiciones sólo mayor
parte de las fases dos propiedades son necesarias. En primer
lugar la continuidad de los flujos de masa en la interfase. es
decir:
(que contiene tanto la contribución de convección y de
difusión)
En segundo lugar la condición de equilibrio interfaz
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expresadas por las ecuaciones (151, introduciendo
coeficiente de correlación ficticia Hi Mediante la combinación
de (27) e (28) las fracciones de masa interfacial se derivan:
y los flujos de masa entre la cara se convierten en:
Hi tiene que ser evaluado en las condiciones de interfaz. sin
embargo, es una función relativamente débil de las
composiciones: por lo tanto, con el fin de evitar soluciones
numéricamente engorroso del sistema (28). es digno de
éxtimo Hi en la composición global, pero con la temperatura
de la interfase donde son los
valores de la fase gaseosa en el equilibrio local
correspondiente a la composición del líquido a granel. Por
cierto que esto es coherente con la hipótesis de los factores
de la mejora de muy alto para el Coeficientes de transferencia
de masa en la fase líquida (a causa de las elevadas tasas de
las reacciones (1) y (2) 1. La composición de la interfaz esprácticamente desapareciendo de la lista de las incógnitas y
Ji se puede aproximar por:
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3.e: balance de entalpía: cada etapa es prácticamente
adiabático, de modo que:
donde el índice J se extiende a todos los componentes de
volver de la fase líquida
3.f: La continuidad de los flujos de energía en la interfaz:
como una buena aproximación de la ecuación es:
donde h L i.eq son las entalpías. por unidad de masa, de los
componentes equivalentes NH3eq, CO2eq, H20eq, en la fase
líquida, por lo que HiG. hi,eqL es el equivalente de un
pseudo-calor de vaporización (ING inclusión de la
descomposición de la NH4NH2CO2 y NH4HCO3 junto con la
vaporización del NH3 y H20 de las soluciones): la
combinación de la ecuación algebraica (28 - 33) permite la
determinación en la interfase del líquido y la composición del
gas. temperatura, Mtot., Ji flujos de masa en función de las
propiedades a granel de gas y líquido. Algunas
simplificaciones más. basado en hipótesis realistas, reducir
los esfuerzos de cálculo y se han adoptado en el modelo
matemático del reactor.
3.g.: Masa y los coeficientes de transferencia de calor: se
derivan de la fórmula dimensiones siguientes:
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Donde con h = líquido o gas
coeficientes de transferencia de calor
Donde
Fig. 3: Líquido típico perfil de temperatura a lo largo del
reactor
4. La comparación de los resultados del modelo con datos de
la planta comercial
los resultados del modelo y los datos de las plantas
comerciales se presenta. El acuerdo sobre el rendimiento y latemperatura final es muy satisfactorio. En términos generales,
hay que señalar que, el tipo de datos anteriores son
únicamente las informaciones disponibles experimental. Sin
embargo, a veces también el perfil de temperatura. tomadas
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en algunas etapas intermedias está disponible. La Figura 3
muestra una simulación típica del perfil de temperatura del
líquido a lo largo del reactor. Los datos experimentales
confirman algunos la forma de la Profilen Los datos aquí
presentados. Parte de todos los disponibles, cubren una
amplia gama de condiciones de operación y el tamaño del
reactor. Como para confirmar que el modelo propuesto se
puede considerar adecuada y confiable.
Ejemplo 1: IDR REACTOR DE 1500 T / D CAPACIDAD
PROCESO DE DATOS
Presión superior 170 atm
el flujo de entrada de gas - tasa de 195,000 Kg / h
composiciones (fracción de masa)
co2 nh3 inertes temperatura h2o. º C
0,34 0,68 0,5 0,01 202
flujo de entrada de líquido - tasa de 150,000 Kg / h
co2 nh3 h2o UREA temperatura. º C
0,44 0,40 0,12 0,04 180
más NH3 a la etapa 1 30000 Kg / h
temperatura de 167 º C
datos de la geometría
diámetro interior 2,16 m
altura total 42 m
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etapas el número total de 15
tamiz bandejas perforadas zona (% sobre el total):
etapa 2, 3 y 4 17%
forma la etapa 05 al 11 11%
forma etapa de 12 a 15 4,8%
Ejemplo 2: IDR reactor de 300 t / d de capacidad.
datos del proceso
la presión de los 200 atm
el flujo de entrada de gas - tasa de 8.000 Kg / h
composiciones (fracción de masa)
CO2 NH3 H2O inertes TEMP C º
0,45 0,52 0,03 0,00 195
flujo de entrada de líquido - tasa de 25.000 Kg / h
CO2 NH3 H2O UREA TEMP C º
0,39 0,51 0,1 0,0 177
NH3 a la fase 1 2300 Kg / h a 200 º C
datos de la geometría
diámetro interior 0,90 m
altura total de 25 m
etapas el número total de 11
tamiz bandejas perforadas zona (% sobre el total):
de la etapa 2 a 11 1.8%
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comparación EXP. PRED.
rendimiento de 71 69,7
salida de liq. temperatura 190 º C 193 º C
temperatura del gas superior. --- 203 º C
Ejemplo 3: Geometría reactor convencional de 1500 T / D
CAPACIDAD
datos del proceso
presión superior 150 atm
el flujo de entrada de gas - tasa de 46.500 Kg / h
composiciones (fracción de masa)
CO2 NH3 H2O inertes TEMP C º
0,99 0,0 0,0 0,01 120
flujo de entrada de líquido - tasa de 160,000 Kg / hCO2 NH3 H2O TEMP UREA º C
0,19 0,67 0,13 0,1 135
datos de la geometría
diámetro interior de 2,50 m
altura total 38 m
etapas el número total de 11
tamiz bandejas perforadas zona (% sobre el total):
de la etapa 2 a 11 0,5%
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comparación EXP. PRED.
rendimiento del 60 60.9
salida de liq. temperatura 190 º C 190 º C
Ejemplo 4: geometría del r eactor ALTERNATIVA DE 1500
T / D CAPACIDADdatos del proceso
presión superior 150 atm
el flujo de entrada de gas - tasa de 43.000 Kg / h
composiciones (fracción de masa)
CO2 NH3 H2O inertes TEMP C º
0,20 0,77 0,02 0,01 171
flujo de entrada de líquido - tasa de 105,000 Kg / h
CO2 NH3 H2O TEMP UREA º C
0,21 0,63 0,16 0,0 171
datos de la geometría
diámetro interior de 2,0 m
altura total de 30 m
etapas el número total de 11
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tamiz bandejas perforadas zona (% sobre el total):
de la etapa 2 a 11 0,63%
comparación EXP. PRED.
rendimiento de 57 58%
salida de liq. temperatura 186 º C 185 º C
SIMBOLOGÍA
a: área interfacial activos
Xi: fracciones molares de comiponent
Ao: área activa
Tot: superficie total
Db: diámetro de burbuja
hacer: diámetro del agujero
fi: fugacidad coeficiente del componente 1
G, L: total de gas y velocidades de flujo de masa líquida
HG, L: Los coeficientes de transferencia de calor
Hola: "pseudo - Henry" constante de los componentes
J1: flujo de masa para el componente 1
K0: constante de equilibrio real
K1, 2,3: aparente equilibrio constante
CTOT: la eliminación total de concentración de gas
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KG, L, i: los coeficientes de transferencia de masa del
componente 1
Ki: líquido - vapor en equilibrio constante del componente 1
P: presión
Pi: presión parcial del componente 1
T: temperatura
v: velocidad superficial
r: velocidad de reacción
W1: flujo molar del componente 1n: coeficiente de actividad del componente 1
t: presión de vapor del componente 1
: densidad
o: la tensión superficial
i: fracciones de masa del componente 1
Di: Coeficiente de difusión del componente
: difusividad térmica
m: presión de vapor del componente 1