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INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL

ESCUELA SUPERIOR DE QUÍMICA INDUSTRIAL E INDUSTRIAS EXTRACTIVAS

DISEÑO PRELIMINAR DE LA SEPARACION DEL CFC‐12 (FREON 12) DEL AIRE MEDIANTE

UNA COLUMNA DE ADSORCION.

TESIS QUE PARA OBTENER EL TÍTULO DE: INGENIERO QUÍMICO INDUSTRIAL

PRESENTA DUNIA LIZET ROSALES NUÑEZ

DIRECTOR

DR. RICARDO MACIAS SALINAS

MMÉXICO, D.F. DICIEMBRE 2008

AGRADECIMIENTOS

A MI MADRE:

Gracias por todo el apoyo brindado a lo largo de mi vida, debido a

que sin ti este logro no hubiera sido posible.

Ya que siempre se necesita un pilar en que sostenerse y ese eres tú

para mi…

Gracias

A MI FAMILIA:

Agradezco por la compañía y el cariño que siempre me han demostrado.

Ya que siempre he tenido la confianza para contar con cualquiera de ustedes.

AL DR. RICARDO MACÍAS:

Gracias por todo el apoyo que he recibido de su parte ya que este

trabajo ha sido realizado en conjunto, donde usted me apoyo con

sus conocimientos y experiencia.

Muchas gracias.

DISEÑO PRELIMINAR DE LA SEPARACION DEL CFC‐12 (FREON 12) DEL AIRE MEDIANTE

UNA COLUMNA DE ADSORCION.

DUNIA LIZET ROSALES NUÑEZ

DICIEMBRE 2008

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RESUMEN

En el presente trabajo se propone el diseño a nivel simulación de las condiciones de operación para el proceso de limpieza del aire atmosférico de contaminantes del tipo Freon‐12 (CFC‐12) por medio de una torre de adsorción, en la cual se hará circular el aire a través de una cama empacada con carbón activado a base de cáscara de coco.

Partiendo de la isoterma de CFC‐12 se calculo la concentración del contaminante en la mezcla problema (aire + Freón). Esta concentración es la obtenida si todo el Freón se liberara de manera instantánea del equipo de refrigeración; como sabemos que esto no sucede se propone que los equipos tengan un 0.001% de fuga de gas al año.

Las isotermas reportadas son a 283K, 303K y 323K, mediante un análisis de pendientes se tomo como temperatura de trabajo aquella que reportara una diferencia de pendientes menor (condición de línea recta es tener pendiente constante), es decir, casi similares. Obteniendo que la isoterma que se acerca a la linealidad es a 323K (50°C) y en un intervalo de 8 a 15 kPa.

Otro factor a variar fue la velocidad del gas de alimentación a la columna de 10 a 50 cm/s, valores con los cuales se calculo diferentes diámetros de columna.

La parte de simulación se realizó con la ayuda del programa “ADP Versión 2.0” el cual fue anteriormente elaborado por el Dr. Ricardo Macías Salinas y M.C.. Víctor Martínez Ortiz en Agosto del 2001; en el simulador se realizaron diferentes corridas de curvas de rompimiento variando la presión parcial del Freón y la velocidad de alimentación a la columna, mediante este simulador se obtuvo la curva de rompimiento más adecuada para el proceso que reporto tiempo de rompimiento de 1 mes y de dos y medio meses como tiempo de agotamiento.

En todo proceso de adsorción debe existir otra columna de regeneración, en nuestro caso la cama de carbón no puede ser regenerada por altas temperaturas, ya que el CFC‐12 regresaría al ambiente, por lo cual se utiliza una corriente de Nitrógeno, el cual desplaza al Freón de la cama para llevarlo a un reactor con esferas de bario o ser sometido a destrucción electroquímica.

Como parte complementaria se presenta el diseño del equipo básico necesario para llevar a cabo el proceso, incluyendo dos adsorbedores (adsorción y regeneración) de 1.6 m de

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altura y 20 cm de diámetro fabricados de acero al carbón de 3/16 ´´ A‐36. En su interior tiene una cama de 1 m de carbón activado a base de cascara de coco, el cual esta soportado por mallas No. 325, que empaquetan esferas de cerámica de 3/32 ´´ y 1/8´´ para control de la velocidad del flujo.

Este es el equipo y condiciones necesarias para operar el equipo a 1 atm y 50°C, siendo un proceso económico y fácil de instalar a nivel industrial.

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ÍNDICE

INTRODUCCIÓN

CAPITULO 1. GENERALIDADES

1.1. ADSORCIÓN 11

1.2. CLOROFLUOROCARBONOS Y EL OZONO 14

1.3. MEDIDAS DE CONTROL 17

CAPITULO 2. CONDICIONES DE OPERACIÓN

2.1. CONCENTRACIÓN DE ADSORBATO 22

2.2. CONCENTRACIÓN DE EQUILIBRIO 27

2.3. DIÁMETRO DE LA TORRE 29

2.4. ALTURA DE LA COLUMNA 31

2.5. PROPIEDADES DEL GAS DE ALIMENTACIÓN 32

2.5.1. DENSIDAD

2.5.2. VISCOSIDAD

2.5.3. COEFICIENTE DE DIFUSIÓN

2.6. CARACTERISTICAS DEL ADSORBENTE 35

2.7. RESUMEN DE LOS CÁLCULOS 37

2.8. DESCRIPCIÓN DEL SIMULADOR DE CÁLCULO ADP 38

2.9. APLICACIÓN DEL SIMULADOR 40

2.10. REGENERACIÓN 45

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CAPITULO 3. DISEÑO DE EQUIPO

3.1. ESPESOR DE LA COLUMNA 48

3.2. CÁLCULO DEL DIÁMETRO DEL TUBO 49

3.3. COMPRESOR DE ALIMENTACIÓN 50

3.3.1. CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DE LA COLUMNA 51

3.3.2. CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVES DEL TUBO 53

3.3.3. CAÍDA DE PRESIÓN EN LOS ACCESORIOS 55

3.4. INTERIOR DE COLUMNA 58

3.4.1. SOPORTE DEL LECHO 58

3.4.2. CONTROL DE VELOCIDADES 58

3.4.3. DISTRIBUIDORES DE FLUJO 59

CAPITULO 4. ANÁLISIS ECONÓMICO 60

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 61

BIBLIOGRAFÍA 64

APÉNDICE 66

6

TABLAS

1. PARÁMETROS MEDIOAMBIENTALES 16

2. SUSTITUTOS DE LOS CFC 18

3. PARÁMETROS DE MODELO DE EQUILIBRIO LANGMUIR‐FREUNDLICH 23

4. CALCULO DE PENDIENTES DE ISOTERMAS 23

5. CONCENTRACIÓN DE ADSORBATO 26

6. CONCENTRACIÓN DE FREON CON FUGA 0.001% 30

7. DIÁMETRO DE COLUMNA 30

8. DENSIDAD DE GAS DE ALIMENTACIÓN 32

9. VISCOSIDAD DE GAS DE ALIMENTACIÓN 33

10. PROPIEDADES DE CARBÓN ACTIVADO 35

11. COTIZACIÓN DEL PROCESO 60

7

FIGURAS

1. ZONAS DE ISOTERMAS Y CURVAS DE ROMPIMIENTO 12

2. CLASIFICACION DE ISOTERMAS 13

3. ISOTERMA ADSORCIÓN CFC‐12 22

4. PRESIÓN PARCIAL CONTRA CANTIDAD ADSORBIDA DE CFC‐12 DE 8 A 15 kPa 25

5. CURVA CARACTERISTICA EXPERIEMNTAL PARA CARBON ACTIVADO BASE CÁSCARA DE COCO 27

6. PROGRAMA DE DISEÑO DE ADSORBEDOR 40

7. COMPARACIÓN DE CURVAS DE ROMPIMIENTO 41

8. HOJA OUTPUT DEL SIMULADOR 42

9. CURVA DE ROMPIMIENTO 8KPA Y 10 CM/SEG 44

10. DIAGRAMA DE FLUJO DEL PROCESO DE ADSORCIÓN 46

11. DIAGRAMA DE PROCESO DE ADSORCIÓN 47

12. INTERIOR DE COLUMNA DE ADSORCIÓN 59

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INTRODUCCIÓN

INTRODUCCIÓN

Los CFC´S (clorofluorocarbonos) se sintetizaron por primera vez en Bélgica en 1892. En 1928, los químicos de la General Motors descubrieron las excelentes propiedades como refrigerantes del CClF3 (CFC‐11) y CCl2F2 (CFC‐12). Entre sus aplicaciones están como propelentes para aerosoles, expandido de plástico, líquidos frigoríficos y acondicionamiento de aire, Instalaciones fijas contra incendios, lavado y desengrase industrial, limpieza textil y otros usos como alternativa a los disolventes orgánicos característicos.

Los CFC son los principales responsables del adelgazamiento de la capa de ozono además de contribuir al calentamiento global. Son productos de síntesis formados por átomos de carbono, cloro y flúor, los cuales al reaccionar con los rayos UV se descomponen liberando Cloro, éste a nivel de la estratosfera reacciona con el ozono, destruyéndolo, formando moléculas de Oxigeno.

El ozono en la estratósfera limita enormemente la incidencia de la radiación ultravioleta solar sobre la superficie terrestre, permitiendo que la vida vegetal y animal sea posible. De allí su importancia y la necesidad imperiosa de controlar la emisión de contaminantes clorados que reducen el contenido de ozono estratosférico global y dan lugar al llamado ‘agujero’ de ozono en las regiones polares del planeta.

En vista del daño que causaban en el ambiente en 1987, se crea el Protocolo de Montreal, organización que tiene como objetivo erradicar el uso de estos compuestos. Con el paso de los años surgieron otras organizaciones con el mismo fin, estas proponían nuevas tecnologías y compuestos sustitutos para los CFC´S, surgiendo así los HCFC y HFC (compuestos Hidroclorofluoro carbonados), la desventaja de estos es que siguen contaminando el aire atmosférico, aunque en menor medida; en cuanto a la tecnología, es cara y no todos los países la pueden adquirirla.

En México todavía no existe una reglamentación definida como en países de la Unión Europea para la emisión y control de CFC´s, sin embargo en Octubre de 2007, Petróleos Mexicanos y la Comisión Federal de Electricidad y Luz del Centro; planean adoptar medidas para mitigar el cambio climático, las cuales se llevaran a cabo a nivel domestico e industrial [2].

INTRODUCCIÓN

Entre las organizaciones que ya están participan en la sustitución de equipos a nivel industrial se encuentra la FIDE (Fideicomiso para el Ahorro de Energía Eléctrica) [3]; y la SEMARNAT (Secretaria del medio Ambiente y Recursos Naturales), la cual implanto un programa en 2004 parea que las empresas deberán reportar las emisiones de CFC´s. [5]

A nivel mundial entre los principales activistas para la eliminación de los CFC´s se encuentra Greenpeace, el cual mediante programas ha logrado motivar a empresas como Coca‐Cola, Unilever y Mc Donals para que erradiquen de forma progresiva el uso de compuestos clorofluorocarbonados en sus equipos. Y busca que empresas como Nestle, Burguer King, Pepsi, entre otras alimenticias que usan sistemas de refrigeración; sigan con esta tendencia. [4]

Analizando estos nuevos requerimientos a nivel industrial, lo cual será necesario en toda empresa para poder certificarse como no dañina al medio ambiente en el presente trabajo se propone un proceso alternativo para purificar el aire atmosférico de compuestos clorofluorocarbonados, presente en cuartos de enfriamiento a nivel industrial que maneje equipos cuya carga refrigerante sea mayor a 3kg, específicamente el CFC‐12, por su gran uso en este ramo.

El proceso se llevara a cabo mediante una torre de adsorción, en la cual se espera obtener un aire libre de CFC 12, usando como medio adsorbente carbón activado.

El trabajo se presenta a nivel simulador, especificando las condiciones de operación de la columna, el aire de alimentación, las propiedades del aire producido y se proporcionara el diseño del equipo necesario. Además se incluye un análisis económico para confirmar la factibilidad del proceso y en futuro llevarlo a cabo de manera experimental.

CÁPITULO 1. GENERALIDADES

CAPÍTULO I. GENERALIDADES

1.1 ADSORCIÓN

La sorción o adsorción es la transferencia selectiva de uno o mas solutos de una fase fluida a un lote de partículas solidas. La selectividad común de un sorbente entre un soluto y el fluido portador o entre varios solutos hace posible la separación de ciertos solutos presentes en el fluido portador o entre si.

La cantidad de soluto adsorbido se expresa convencionalmente en términos de moles o volumen. Comúnmente las unidades son mol/m3 de solvente para la concentración de la fase del fluido (ci) y mol/kg de adsorbente limpio para la concentración del adsorbente (ni). Para gases la presión parcial puede remplazar la concentración. Las moléculas son atrapadas a la superficie como resultado de dos fuerzas: dispersión‐repulsión (también llamadas fuerzas de Van der Waals) y fuerzas electrostáticas, las cuales existen como resultado de un grupo de moléculas o superficies que tienen permanentes momentos dipolos o carga eléctrica. Si la superficie es polar, resultado de un campo eléctrico, puede inducir un momento dipolo en una molécula sin dipolo permanente y a través de esta polarización incrementar el grado de adsorción. De forma similar una molécula con permanente momento dipolar puede polarizar a otras superficies no polares e incrementar la atracción (ej. Agua en adsorbente hidrofilico). Siempre se debe tratar de promover la adsorción física o fisisorción, en la cual intervienen las fuerzas de Van der Waals, y retardar la adsorción química o quimisorción (adsorción activada), en la cual intervienen enlaces químicos y se lleva a cabo a temperaturas más elevadas (arriba de 200°C a 400°C)

El diseño de sistemas de sorción es basado en algunos principios, como: conocer el equilibrio de sorción, el equilibrio del material adsorbente (capacidad y selectividad en función de la temperatura y concentración), así como la suposición de camas en movimiento, debido a que este proceso tiene carácter dinámico. Finalmente se deben incluir aspectos prácticos específicos del proceso como la regeneración del material adsorbente, que provocan cambios en el equilibrio de sorción.

La fase de equilibrio entre el fluido y la fase adsorbente de uno o más componentes es usualmente el factor más importante que afecta el proceso, en algunos casos es aun más importante que la velocidad de transferencia de masa o calor, ejemplo es que un aumento de la capacidad estequiometrica de un adsorbente o un insignificante cambio en la forma

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de la isoterma puede tener un mayor impacto en el proceso que el aumento de la velocidad de transferencia. [1]

La capacidad de trabajo de un adsorbente depende de la concentración del fluido y la temperatura. La representación grafica del equilibrio de adsorción de un solo componente (monovariable) es generalmente en forma de isotermas.

Las isotermas han sido clasificadas como favorables (cóncavas hacia abajo) o desfavorables (cóncava hacia arriba). Estos términos se refieren a la tendencia de propagación y transición en camas fijas. Una isoterma favorable da una transición compacta, mientras que una desfavorable da lugar a una amplia.

Diseñar sistemas de adsorción nos lleva al concepto de zona de transferencia de masa (ZTM), la longitud de esta zona junto con la estequiometria pueden usarse para predecir cuánto tiempo puede utilizarse la cama antes del rompimiento. El volumen de aguas arriba de esta zona muestra el sólido en equilibrio con la alimentación; mientras que el volumen de aguas abajo muestra el fluido en equilibrio con el sólido existente. Dado esto la cama debe ser retirada poco después de que empieza el rompimiento, ocasionando que no se utilice su máxima capacidad. Así podemos ver la longitud de equilibrio equivalente (LES) y la longitud de cama no utilizada (LUB), siendo divididas por la zona de transferencia de masa (MTZ).

La historia de la concentración del adsorbente es “la curva de rompimiento”. La concentración del fluido inicia en cero o a una concentración baja, hasta que la transición llega a la columna; después concentración empieza a aumentar hasta ser inaceptable, este tiempo es llamado “tiempo de rompimiento”. Es cuando se suspende la alimentación e inicia el paso de regeneración.

FIG. 1‐ ZONAS DE ISOTERMA Y CURVA DE ROMPIMIENTO FUENTE: MANUAL DEL ING. QUÍMICO, PERRY (1992)

SECCION DE EQUILIBRIO

FRONTERA ESTEQUIOMETRICA

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La principal clasificación de isotermas fue hecha por Brunauer y colaboradores.

FIG. 2‐ CLASIFICACIÓN DE ISOTERMAS FUENTE: MANUAL DEL ING. QUÍMICO, PERRY (1992)

Las curvas que son cóncavas hacia abajo (Tipo I) han sido designadas como “favorables”, mientras que las cóncavas hacia arriba (Tipo III) son llamadas “desfavorables”. Otras isotermas (Tipo II, IV, V) tienen uno o más puntos de inflexión. La designación de “favorable” o “desfavorable” se refiere al comportamiento de la cama en el paso de adsorción, con una isoterma favorable se mantiene una forma compacta.

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1.2. CLOROFLUOROCARBONOS Y EL OZONO

El ozono, sirve de escudo para proteger a la Tierra contra las dañinas radiaciones ultravioletas del sol. Si desapareciera, la luz ultravioleta del sol esterilizaría la superficie del globo y aniquilaría toda la vida terrestre.El ozono es una forma de oxígeno cuya molécula tiene tres átomos, en vez de los dos del oxígeno común. El tercer átomo es el que hace que el gas que respiramos sea venenoso; mortal, si se aspira una pequeñísima porción de esta sustancia. Las radiaciones ultravioletas del sol descomponen las moléculas de oxígeno en átomos que entonces se combinan con otras moléculas de oxígeno para formar el ozono.

El ozono no es un gas estable y es muy vulnerable a ser destruido por los compuestos naturales que contienen nitrógeno, hidrógeno y cloro.

Cualquier daño a la capa de ozono aumentará la radiación UV, a igualdad de otras condiciones. Sin embargo, esta radiación está también limitada por el ozono troposférico, los aerosoles y las nubes. El aumento de la contaminación del aire en las últimas décadas ha ocultado cualquier incremento de la radiación, pero esta salvaguardia podría desaparecer si los esfuerzos para limpiar la atmósfera tienen éxito. Se han observado aumentos bien definidos de la radiación UV en zonas que experimentan períodos de intensa destrucción del ozono.

Los CFC por su parte son los principales responsables del adelgazamiento de la capa de ozono. Son productos de síntesis formados por átomos de carbono, cloro y flúor, que poseen propiedades físicas y químicas adecuadas para ser empleados en múltiples aplicaciones; tienen alta estabilidad química, bajos puntos de ebullición, baja viscosidad y baja tensión superficial. [6]

Se emplean en:

• Producción de frío: o industria frigorífica o refrigeradores domésticos o aire acondicionado

• Producción de plásticos expandidos: o poliuretano o poliestireno

• Producción de propelentes: o productos en aerosol tales como:

alimentos cosméticos insecticidas pinturas

• Producción de solventes:

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Estos compuestos que en la baja atmósfera son inertes y de larga vida (varias décadas), al llegar a nivel estratosférico pierden su estabilidad química y reaccionan eficazmente con el ozono, consumiéndolo. [7]

El adelgazamiento de la capa de ozono fue evidenciada principalmente sobre la Antártida a partir de 1984. Estudios posteriores permitieron observar su dinámica, el aumento de su magnitud y una situación similar, aunque menos pronunciada sobre el Ártico.

Son complejas y múltiples las reacciones químicas que describen este fenómeno, todas ellas configuran el llamado “ciclo de destrucción catalítica del ozono”. Se sabe que un punto fundamental está representado por la liberación de átomos de cloro (Cl) por acción de la radiación ultravioleta.

( ) ClCFUVradiaciónCFCClCF +⇒+ 33

Estos átomos de cloro reaccionan repetida y eficazmente con las moléculas de ozono destruyéndolo (un átomo de cloro destruye aproximadamente 100.000 moléculas de ozono).

23 OClOOCl +⇒+

Los átomos de cloro se reciclan con átomos de bromo, que igual se encuentran en la atmosfera y vuelven a reaccionar con ozono. [8]

ClBrOBrOClO ++⇒+ 2

En 1971, J.E. Lovelock se dio cuenta de que los compuestos orgánicos clorofluorados se acumulaban en la estratosfera. En un principio, este autor proponía el uso de estos compuestos como indicadores de los movimientos del aire y de la actividad industrial, ya que no son producidos por la naturaleza en cantidades apreciables y, debido a su larga vida media en la atmósfera, su concentración no se modifica por reacciones químicas. Además, se afirmaba que la presencia de compuestos clorofluorados en la atmósfera no representaba ningún riesgo. Basándose en esto, Rowland y Molina publicaron su hipótesis de destrucción del ozono catalizada por el cloro de los CFCs acumulados en las capas altas de la atmósfera. Con el fin de cuantificar el efecto de las sustancias que potencialmente podrían destruir la capa de ozono, se creó un índice que estimara todos los factores que afectan a su actividad en la estratosfera (vida media, degradación fotoquímica en las capas bajas de la atmósfera, velocidad de fotólisis por radiación UV, etc.). A este índice, llamado ODP (ozone depleting potential), le fue asignado un valor de 1.0 para todos los CFCs y HCFCs en

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la conferencia de Montreal (1987). Los valores actualizados se muestran en la siguiente tabla.

TABA. 1 PARAMETROS MEDIOAMBIENTALES

Compuesto Vida Mediaa (a) ODPb GWPc (100 a) Controld

CFC‐11(CCl3F) 50 1.0 3800 M CFC‐12 (CCl2F2) 102 0.82 8100 M HCFC‐22 (CHF2Cl) 12.1 0.04 1500 M HFC‐23 (CHF3) 264 <4X10‐4 11700 K HFC‐32 (CH2F2) 5.6 ‐‐‐‐ 650 K CFC‐114 (CClF2CClF2) 300 0.85 9200 M CFC‐115 (CClF2CF3) 1700 0.4 9300 M HCFC‐124 (CHClFCF3) 6.1 0.03 470 M HFC‐125 (CHF2CF3) 32.6 <3X10‐5 2800 K HFC‐134 a (CF3CH2F) 14.6 <1.5X10‐5 1300 K HCFC‐142 b (CH3CF2Cl) 18.4 0.05 1800 M HCFC‐143 a (CH3CF3) 48.3 ‐‐‐‐ 3800 K HFC‐152 a (CH3CHF2) 1.5 ‐‐‐‐ 450 ‐‐‐ HFC‐227ea (CF3CHFCF3) 36.5 0 2900 K a‐Basado en la relación con OH en la troposfera; b‐Relativo a ODP de CFC‐11=1.0; C‐ Relativo a CO2=1.0;

D‐ Protocolo que regula el control (M‐Montreal, K‐Kyoto) FUENTE: UNEP 1999 Además de los problemas que presentan los CFCs en relación a la capa de ozono, existen también estudios que demuestran la influencia de estos compuestos, así como de los HCFCs y HFCs, en el efecto invernadero y el calentamiento global. Este problema ya quedó recogido también en el protocolo de Montreal. En la conferencia mundial del clima de Kyoto (1997) sobre el cambio climático se acordó establecer controles sobre otras sustancias con efecto invernadero no recogidas en acuerdos anteriores. Se han establecido también parámetros para cuantificar o estimar el potencial de efecto invernadero de las sustancias que son potencialmente peligrosas, entre ellos los CFCs, HCFCs y HFCs (Tabla 1). El índice más significativo es el GWP (Global Warming Potential), que trata de cuantificar el efecto invernadero en función de dos factores: la vida media en la atmósfera y las propiedades de absorción de energía infrarroja del gas. El hecho de que en estas sustancias siempre hay enlaces C‐F, que absorben gran cantidad de energía en la región de IR, hace que tengan gran contribución al efecto invernadero aún en pequeñas cantidades. [9]

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1.3. MEDIDAS DE CONTROL

La comunidad internacional adopto medidas para prevenir el agotamiento a gran escala del ozono estratosférico cuando se descubrió el agujero de ozono antártico en 1985. El Convenio para la Protección de la Capa de Ozono se firmó posteriormente en Viena ese mismo año. En septiembre de 1987, 47 países firmaron el Protocolo de Montreal sobre las Sustancias que Agotan la Capa de Ozono, por el cual se congelaría el consumo mundial de determinados CFC y halones y se reduciría al 50% el consumo total de CFC para el año 2000 tomando como referencia las cifras de 1986.

Actualmente, 162 países han ratificado el Protocolo de Montreal, cuyas condiciones se endurecieron en Londres en 1990 y en Copenhague en 1992, ampliándose su cobertura a fin de incluir otras sustancias perjudiciales para el ozono. En 1995 en Viena y 1997 en Montreal, se acordaron nuevos objetivos. En agosto de 1997, 72 países habían ratificado las enmiendas de Copenhague y 165 el Convenio de Viena. La puesta en práctica del Protocolo de Montreal con sus enmiendas ha dado como resultado una gran reducción de la producción y las emisiones de las sustancias que agotan el ozono y, recientemente, también una ralentización del aumento y, en algunos casos, una disminución, de la concentración de estas sustancias en la troposfera. Dado el desfase de tiempo que existe entre la producción y la emisión de estas sustancias, que depende de las aplicaciones a las que están destinadas y de la duración de los equipos que las emplean, así como entre la emisión y la entrada en la estratosfera, no se ha observado todavía, tal como se esperaba, ningún beneficio en la propia capa de ozono ni en los niveles de radiación UV.

Siempre y cuando se pongan totalmente en práctica las medidas que están ahora en vigor, la concentración de ozono estratosférico alcanzará un mínimo en el año 2010, pero no se espera que la incidencia de cáncer de piel empiece a disminuir hasta 2060 aproximadamente, debido a los correspondientes intervalos de tiempo. La situación podría mejorar aún más, acelerando la reducción del uso de los HCFC, sobre todo en los países en vías de desarrollo, y garantizando la destrucción sin riesgos de los CFC y los halones acumulados en almacenes y otros depósitos (como frigoríficos y extintores viejos). Las limitaciones a la producción de CFC catapultaron el empleo de HCFC e hidrofluorocarbonos (HFC) como sustitutivos. Los HCFC contienen cloro y pueden afectar a la capa de ozono, aunque mucho menos que los CFC a los que sustituyen. Los HFC no destruyen el ozono (pero son gases con efecto invernadero y pertenecen al grupo de gases incluidos en el acuerdo del Protocolo de Kyoto del CMCC de Naciones Unidas). La producción de HCFC está regulada por el Protocolo de Montreal y se prevé que dejen de utilizarse en los países desarrollados en el año 2030 (2015 en la Unión Europea). Los

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países en vías de desarrollo han de congelar el consumo de HCFC en el año 2016 al nivel del 2015 y eliminarlos progresivamente hasta su abandono en el año 2040. La producción mundial y las emisiones de HCFC‐22 están aumentando progresivamente, mientras que las de otros HCFC y las de HFC‐134a han aumentado rápidamente en los últimos años. En el Protocolo de Montreal y enmiendas posteriores se fueron estableciendo criterios de sustitución y fechas de desaparición para los ya considerados altamente peligrosos CFCs. Debido a su gran número de aplicaciones y de procesos industriales en los que se utilizan, encontrar posibles sustitutos no es tarea fácil. Su sustitución requiere en algunas ocasiones Hidrodecloración de CFCs y HCFCs cambios tecnológicos que pueden suponer elevadas inversiones, sobre todo en los equipos de refrigeración, así como la reconversión de los procesos de producción. A partir del Protocolo de Montreal, las grandes compañías productoras de CFCs desarrollaron programas de estudio para encontrar alternativas a los CFCs que cumplieran con los requisitos establecidos por los acuerdos internacionales. Con este fin se desarrollaron los programas AFEAS (Alternative Fluorocarbons Environmental Acceptability Study) y PAFT (Program for Alternative Fluorocarbon Toxicity Testing), en los que se investigaron posibles sustitutos para los CFCs. [10]

TABLA 2. SUSTITUTOS DE LOS CFC

HCFCS (Transitorios)

HFCS (Sustitutos definitivos)

HCFCS (Transitorios)

HFCS (Sustitutos definitivos)

HCFC‐22 CHClF2 HFC‐32 CH2F2HCFC‐123 CHCl2CF3 HCF‐125 CHF2CF3HCFC‐124 CHClFCF3 HFC‐134 a CH2FCF3HCFC‐141b CH3CCl2F HCF‐143 a CH3CF3HCFC‐142b CH3CClF2 HFC‐152 a CH3CHF2

FUENTE:“EL MEDIO AMBIENTE EN EUROPA:SEGUNDA EVALUACION‐AGOTAMIENTO DEL OZONO ESTRATOSFERICO”, 2007.

Durante la década de los 90 se investigaron, en el ámbito de los CFCs, nuevos métodos de destrucción y/o transformación de CFCs alternativos a la incineración, única vía operativa a escala industrial en aquel momento. Una de las alternativas, y quizá la más evidente, es la incineración catalítica, esto es, la oxidación de CFCs a baja temperatura, que evita la formación de compuestos secundarios tales como PCB (polychlorinated byphenyls) y PCDD/PDCF (polychlorinated dibenzo‐p‐dioxins/polychlorinated dibenzofurans). Así como esta tecnología día con día se trabaja en el descubrimiento de más alternativas para eliminar o sustituir más rápidamente los CFC.

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Las medidas estratégicas internacionales adoptadas para proteger la capa de ozono han reducido un 80‐90 por ciento el total de la producción mundial anual de las sustancias que agotan el ozono. También se ha producido un rápido descenso de las emisiones anuales. No obstante, los procesos atmosféricos tienen tal configuración temporal que todavía no puede observarse ningún efecto de la estrategia internacional en las concentraciones de ozono en la estratosfera o en la cantidad de radiación ultravioleta‐B (UV‐B) que llega a la superficie.

Se prevé que la capacidad de todas las formas de cloro y bromo (CFC, halones, etc.) presentes en la estratosfera para agotar el ozono alcanzará su máximo entre el año 2000 y el 2010. La cantidad de ozono en la atmósfera europea descendió un 5 por ciento entre 1975 y 1995, lo que ha permitido que penetre más radiación UV‐B en las capas atmosféricas inferiores y llegue a la superficie terrestre. Recientemente se han observado en primavera grandes disminuciones localizadas de la concentración de ozono estratosférico en las regiones árticas. Por ejemplo, la cantidad total de ozono sobre el Polo Norte descendió al 40 por ciento de lo normal en marzo de 1997. Estas reducciones son semejantes a las que se han observado sobre la Antártida, aunque no tan pronunciadas, y subrayan la necesidad de medidas centradas en el agotamiento del ozono estratosférico. La recuperación de la capa de ozono llevará muchos decenios, pero se podría acelerar mediante una desaparición más rápida de los HCFC , asegurando la destrucción sin riesgos de los CFC en sus lugares de almacenamiento y otros depósitos e impidiendo el contrabando de las sustancias que agotan el ozono. El crecimiento de las concentraciones troposféricas de los CFC se ha reducido o detenido como consecuencia del Protocolo de Montreal y sus posteriores enmiendas (Montzka y cols., 1996): la concentración de CFC‐11 se estabilizó más o menos en 1991, y la de CFC‐12 está aumentando ahora lentamente. Las concentraciones de hidroclorofluorocarbonos (HCFC) son bajas, pero están creciendo al ir sustituyendo a los CFC. La capacidad global de todos los compuestos sintéticos que contienen cloro para agotar la capa de ozono de la troposfera alcanzó un máximo en 1994, seguido por una lenta disminución ocasionada por el descenso de las concentraciones de metilcloroformo y tetracloruro de carbono. La recuperación total de la capa de ozono (hasta la situación anterior a 1980), suponiendo que se cumplan todos los acuerdos internacionales actuales, no se espera antes de la mitad del siglo que viene, y hasta entonces se prevé que vuelvan a aparecer agujeros de ozono sobre la Antártida. La producción de CFC en países no industrializados, principalmente China e India, no ha disminuido tanto y, en consecuencia, su aportación relativa va en aumento.

19


La producción mundial de CFC en 1995 fue solamente del 10‐20 por ciento del máximo. Todavía se producen CFC en la Unión Europea y en otros países desarrollados para fines principalmente en el campo de la medicina. Conforme al Protocolo de Montreal, a los países en vías de desarrollo se les permite utilizar CFC hasta el año 2010, y los signatarios han acordado que el 10 por ciento de la producción de los países desarrollados pueda emplearse para cubrir las necesidades nacionales básicas de los países en vías de desarrollo. Las emisiones de CFC‐12 empezaron a descender en 1974, tras reducirse su empleo como propelentes en los envases para aerosoles a consecuencia de la preocupación suscitada por las publicaciones que, a comienzos del decenio de 1970, sugerían que los CFC podían agotar la capa de ozono. Dichas emisiones aumentaron de nuevo en los primeros años de la década de 1980, principalmente por el uso en aplicaciones distintas a los aerosoles, tales como los agentes espumantes, las sustancias refrigerantes y el aire acondicionado, pero volvieron a descender después de 1987 en respuesta al Protocolo de Montreal. En México la SENER propone que el nivel calculado de la producción de hidroclorofluorocarburos en el período comprendido entre el 1 de enero y el 31 de diciembre de 2008 y a continuación en cada período de 12 meses se plantea no sobrepase el 35 % del nivel calculado de su producción de hidroclorofluorocarburos en 1997; el nivel calculado de su producción de hidroclorofluorocarburos en el período comprendido entre el 1 de enero y el 31 de diciembre de 2014 y a continuación en cada período de 12 meses no sobrepase el 20 % del nivel calculado de su producción de hidroclorofluorocarburos en 1997; el nivel calculado de su producción de hidroclorofluorocarburos en el período comprendido entre el 1 de enero y el 31 de diciembre de 2020 y a continuación en cada período de 12 meses no sobrepasa el 15 % del nivel calculado de su producción de hidroclorofluorocarburos en 1997; y no se produzcan hidroclorofluorocarburos después del 31 de diciembre del año 2025.

A petición de una autoridad competente de un Estado miembro y con arreglo al procedimiento contemplado en el apartado 2 del artículo 18, la Comisión (SENER) podrá autorizar una exención temporal que permita el uso de clorofluorocarburos, hasta el 31 de diciembre de 2004, en mecanismos de liberación de sustancias para dispositivos herméticamente sellados destinados a ser implantados en el cuerpo humano para liberar dosis precisas de medicamento, y, hasta el 31 de diciembre de 2008, en aplicaciones militares, si se demuestra que, para un uso determinado, no se dispone de sustancias o tecnologías de sustitución viables desde el punto de vista técnico y económico, o éstas no pueden utilizarse.[2]

20


A nivel industrial el FIDE (Fideicomiso para el Ahorro de Energía Eléctrica) planea Sustituir y optimizar Sistemas Centrales de Enfriamiento de Aire (Chillers) para lo cual se cuenta con una donación del Protocolo de Montreal otorgada a través del Banco Mundial [3]

En el ámbito de monitoreo La SEMARNAT firmó un convenio de cooperación, el 25 de agosto de 2004, con el Instituto de Recursos Mundiales (WRI por sus siglas en inglés) y el Consejo Mundial Empresarial para el Desarrollo Sustentable (WBCSD por sus siglas en inglés) para iniciar un programa voluntario de contabilidad y reporte de emisiones de gases efecto invernadero (GEI), fundamentado en los Estándares de la "Iniciativa del Protocolo de Gases Efecto Invernadero", el Estándar Corporativo de Contabilidad y Reporte (Edición Revisada) y el Protocolo de GEI para Cuantificación de Proyectos. Esta iniciativa desarrolla herramientas aceptadas y utilizadas internacionalmente para medir y reportar emisiones.

21

http://www.wri.org/

http://www.wbcsd.org/templates/TemplateWBCSD5/layout.asp?MenuID=1

http://www.ghgprotocol.org/templates/GHG5/layout.asp?MenuID=849

http://www.ghgprotocol.org/templates/GHG5/layout.asp?MenuID=849

http://www.semarnat.gob.mx/queessemarnat/politica_ambiental/cambioclimatico/Documents/GEI/protocolodegei.pdf

http://www.semarnat.gob.mx/queessemarnat/politica_ambiental/cambioclimatico/Documents/GEI/protocolodegei.pdf

CAPÍTULO 2. CONDICIONES DE OPERACIÓN

CAPITULO 2. CONDICIONES DE OPERACIÓN

2.1. CONCENTRACIÓN DE ADSORBATO.

El primer parámetro a determinar es la concentración del adsórbato, proveniente de fugas de CFC‐12, presentes en los cuartos de enfriamiento a nivel industrial que se encuentran a 1 atm de presión (101.325 kPa). Para esto debemos partir de la isoterma de adsorción del compuesto CFC 12 (Figura 3), para conocer qué modelo matemático, Langmuir o Langmuir‐Freundlich sigue mejor el comportamiento del freón 12.

Cantidad

Adsorbida

[mmol/g]

Presión [kPa]

FIGURA 3‐ ISOTERMA CFC‐12 EN CARBON ACTIVADO A BASE DE CASCARA DE COCO. FUENTE: JOURNAL OF KOREAN INSTITUTE OF CHEMICAL ENGINEERS, 1997.

Comparando ambos modelos determinamos que el modelo de isoterma que cumple con mayor similitud el comportamiento con el CFC‐12 es el de Langmuir‐Freundlich. [11]

Un requerimiento del simulador es tener un comportamiento lineal de la isoterma. En nuestro caso el CFC‐12 trabaja con tres temperaturas 323 K, 303 K y 283K; para determinar cuál de éstas tres isotermas es mayormente lineal , se calcula la pendiente de cada punto, ya que sabemos que en una línea recta, una de sus condiciones es que su pendiente es igual en cualquier coordenada. Para lo cual necesitamos los datos experimentales y la ecuación del modelo de la isoterma.

22


TABLA 3. PARÁMETROS DE MODELO DE EQUILIBRIO LANGMUIR‐FREUNDLICH

Langmuir‐Freundlich

Componente Temperatura (K) nm (mmol/g) B (1/kPa) n (‐)

CFC‐12 283 24.7060 0.0793 1.7811

303 16.7854 0.0524 1.3423

323 17.2302 0.0342 1.3965

FUENTE: JOURNAL OF KOREAN INSTITUTE OF CHEMICAL ENGINEERS,1997.

Ecuación de isoterma de CFC‐12 que sigue el comportamiento de Langmuir‐Freundlich.

n

n

PaB

PaBnmna 1

1

*1

**

+= ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.1)

El cálculo de pendientes fue:

TABLA 4. CALCULO DE PENDIENTES DE ISOTERMAS

283°k 303°k

Pa (kPa) na Pendiente (m) Δm Pa (kPa) na Pendiente (m) Δm 0 0 1.815237469 1.04211056 0 0 0.83576108 0.31642609 1 1.81523747 0.773126912 0.24809172 1 0.83576108 0.51933499 0.12009894 2 2.58836438 0.525035189 0.08540052 2 1.35509607 0.39923605 0.04766124 3 3.16528873 0.439634667 0.03351136 3 1.78223405 0.35157482 0.01975931 4 3.63843476 0.406123307 0.04786175 4 2.15356818 0.3318155 0.0302657 5 4.04455807 0.35826156 0.05074173 5 2.48538369 0.30154981 0.03438659 6 4.40281963 0.307519827 0.03789158 6 2.78693349 0.26716322 0.02718824 8 5.01785928 0.269628243 0.01963193 8 3.32125993 0.23997498 0.01477828 9 5.28748752 0.249996315 0.0167025 9 3.56123491 0.2251967 0.01294222 10 5.53748384 0.233293814 0.02072234 10 3.78643161 0.21225448 0.01658294 11 5.77077765 0.21257147 0.01742898 11 3.99868609 0.19567154 0.01434789 13 6.19592059 0.195142491 0.00991054 13 4.39002916 0.18132364 0.00836495 14 6.39106308 0.185231955 0.02358641 14 4.57135281 0.17295869 0.02056077 15 6.57629504 0.161645542 0.05382198 15 4.74431149 0.15239792 0.05004145 20 7.38452275 0.107823561 0.03969164 20 5.50630108 0.10235647 0.03913637 40 9.54099396 0.068131921 0.01857551 40 7.55343042 0.0632201 0.01877857 60 10.9036324 0.049556414 0.01087949 60 8.81783242 0.04444153 0.01092972 80 11.8947606 0.038676926 80 9.70666312 0.03351181 100 12.6682992 Suma Δm 1.77656054 100 10.3768994 Suma Δm 0.80224927

23


323°k

Pa (kPa) na Pendiente (m) Δm 0 0 0.569786154 0.22305945 1 0.56978615 0.346726703 0.07708637 2 0.91651286 0.269640338 0.02980045 3 1.20370404 0.239839888 0.01224961 4 1.45579353 0.227590283 0.01860669 5 1.68338382 0.208983591 0.0210324 6 1.89236741 0.187951193 0.01660488 8 2.26826979 0.171346317 0.00903564 9 2.43961611 0.162310681 0.00793002 10 2.60192679 0.154380657 0.010201 11 2.75630745 0.144179653 0.00886932 13 3.04466675 0.135310328 0.00519998 14 3.17997708 0.130110348 0.01291346 15 3.31008743 0.117196889 0.03259991 20 3.89607188 0.08459698 0.02726149 40 5.58801148 0.057335488 0.01426486 60 6.73472124 0.043070633 0.00888707 80 7.59613389 0.034183559 100 8.27980507 Suma Δm 0.53560259

Se calcularon las pendientes a diferentes presiones parciales, posteriormente se obtuvo una diferencia entre pendientes, las cuales se sumaron, ente menor sea la diferencia entre pendientes quiere decir que la isoterma se acerca más a un comportamiento lineal. Así, como resultado tenemos que la isoterma a 323K (50° C) por presentar una diferencia mucho menor en comparación con las otras dos (303K y 283k), se tomara como temperatura de trabajo.

En la tabla anterior a 323K podemos apreciar que en el intervalo de 8 a 15 Kpa presenta pendientes muy similares, por tal motivo en nuestro simulador se trabajara en este intervalo de presiones parciales para el Freón 12 (esta no incluye presión total del sistema que es aire más Freón 12)

24


FIGURA 4. PRESION PARCIAL CONTRA CANTIDAD ADSORBIDA DE CFC 12 DE 8 a 15 kPa

Con los diferentes valores de presión parcial se calcula la concentración del adsórbato, de la siguiente manera:

PtyaPa *=‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.2)

PtPaya = ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.3)

Donde:

Pa‐ Presión parcial (kPa)

Pt‐ Presión total o de trabajo (kPa).

ya‐ Fracción mol.

Es necesario que la concentración del adsórbato se exprese en fracción masa para poder ser ingresada al simulador.

mollacionya

yaYA Re1−

= ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.4)

25


masalacionPMGPMAYAYA Re*= ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.5)

masaFraccionYA

YAya+

=1

‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.6)

Ejemplo: Empezamos suponiendo Pa=8 kPa

2645.03596.01

3596.0

3596.082.28

913.120*085.0

0857.00789.01

0789.0

0789.0325.101

8

=+

=

==

=−

=

==

ya

molgmolg

YA

YA

kPakPaya

Las corridas resultantes suponiendo diferentes presiones parciales fueron:

TABLA 5. CONCENTRACIÓN DE ADSORBATO

Pa (kPa) Fracción mol (ya)

Relación mol (Ya)

Relación masa (Ŷa)

Fracción masa (ŷa)

8 0.07895386 0.08572194 0.3596425 0.26451255

9 0.08882309 0.09748172 0.40898013 0.29026679 10 0.09869233 0.10949904 0.45939825 0.31478608

11 0.10856156 0.12178245 0.51093274 0.33815717 12 0.11843079 0.13434089 0.5636211 0.36045887

13 0.12830002 0.1471837 0.61750251 0.38176294 14 0.13816926 0.16032064 0.67261796 0.40213484

15 0.14803849 0.17376195 0.72901035 0.42163446

26


2.2. CONCENTRACIÓN DE EQUILIBRIO.

El equilibrio de adsorción se define cuando el número de moléculas que llegan a la superficie es igual al número de moléculas que abandonan la superficie y entra a la fase gaseosa. La capacidad de equilibrio mide la capacidad del carbón activado virgen, cuando el compuesto a separar se pone en contacto con el (a una temperatura y presión parcial constantes), durante el tiempo suficiente para alcanzar el equilibrio.[12]

La teoría del potencial de adsorción fue introducida por Polanyi en 1914, esta dice que las fuerzas que sostienen a una molécula a la superficie disminuyen con la distancia y la película del adsórbato multimolecular está en el campo de potencial intermolecular. La fuerza de atracción es medida por el potencial de adsorción (E), definido como el trabajo hecho por las fuerzas de adsorción en traer a una molécula de la fase gaseosa a un punto dado.

La teoría de Polanyi describe el volumen ocupado por microporos en la estructura de un adsorbente típico.

La siguiente gráfica muestra la relación entre el volumen de adsorción disponible (concentración de equilibrio) y el potencial de adsorción usando como medio adsorbente carbón activado de cascara de coco. [13]

FIGURA 5. CURVA CARACTERÍSTICA EXPERIMENTAL PARA CARBÓN ACTIVADO BASE CÁSCARA DE COCO.

27


Para el caso de Freon‐12 se reporta un valor de E=22, así la concentración de equilibrio adsorbida leída de grafica es de 0.013 ml F/g carbón.

Para poder ser ingresada al simulador la concentración de equilibrio se debe expresar en peso de adsorbente sobre peso de cama de carbón.

carbongFg

FmlFg

carbongmlFFliquidoCgrafCequil === **ρ ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.7)

carbongFg

FmlFg

carbongmlFCequil 016992.030704.1*013.0 ==

28


2.3. DIÁMETRO DE LA TORRE

El costo de las columnas de adsorción tiende a incrementar con el diámetro de la columna. El diámetro de las columnas de adsorción está relacionado con la caída de presión y con la velocidad de flujo del gas. Cuando se logra fijar uno de estos parámetros, los otros se pueden determinar fácilmente. Las limitaciones de caída de presión que en ocasiones se tienen hacen a este parámetro ser la clave para fijar los otros dos. [14]

El diámetro de la columna se puede determinar conociendo la velocidad del flujo.

SvGv *= ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.8)

Gv – Gasto volumétrico del flujo a través de la tubería (L3/θ)

V – Velocidad del flujo a través de la tubería (L/θ)

S – Área transversas de la tubería (L2)

Si 2*

4DS π

= ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.9)

D – Diámetro de la columna

Así

21

**4

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

vGvD

π‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.10)

Un refrigerador en el hogar usa de 4‐8 oz de Freón como refrigerante (118‐236 ml) y desprenden al año 1 gr de éste, sí opera en buenas condiciones, los enfriadores a nivel industrial utilizan entre 8‐10 lts de refrigerante y por consiguiente desprenderán aproximadamente 40 gr al año por fugas, dependiendo del estado físico de la unidad.

Tomando en cuenta esta restricción, a la columna tendrá un gasto volumétrico de 10 m3/hr, que junto con la fracción mol permitirá calcular la concentración del Freón si todo el refrigerante se liberara; como se menciono en el párrafo anterior solo un pequeño porciento se fuga del sistema, nosotros supondremos este porcentaje de 0.001%. Esta fuga es de un solo equipo de refrigeración, por lo cual se calculara un flujo de Freón para todos los equipos de la planta. Con dicho flujo se recálcula la fracción masa que realmente se alimenta al adsorbedor.

29


TABLA 6. CONCENTRACIÓN DE FREON CON FUGA 0.001%

Gasto m3/hr

Conc. Freón m3/hr

Conc. Freón Kg/hr

Conc. Freón Kg/año

Fuga kg/año 0.001%

Fuga de todos los equipos Kg/año

Fuga Kg/hr

Nueva fracc.

masa (ŷa)

10 0.789538613 0.35584505 3117.20266 0.031172027 0.903988773 1.031E‐04 2.2896E‐05

10 0.88823094 0.40032568 3506.853 0.03506853 1.016987369 1.160E‐04 2.5758E‐05 10 0.986923267 0.44480632 3896.50333 0.038965033 1.129985966 1.289E‐04 2.8620E‐05

10 1.085615593 0.48928695 4286.15366 0.042861537 1.242984563 1.4189E‐04 3.1482E‐05 10 1.18430792 0.53376758 4675.804 0.04675804 1.355983159 1.5479E‐04 3.4344E‐05

10 1.283000247 0.57824821 5065.45433 0.050654543 1.468981756 1.6769E‐04 3.7207E‐05 10 1.381692573 0.62272884 5455.10466 0.054551047 1.581980352 1.8059E‐04 4.0069E‐05

10 1.4803849 0.66720947 5844.755 0.05844755 1.694978949 1.9349E‐04 4.2931E‐05

Ya determinado el gasto volumétrico, se variara la velocidad del gas en un rango de 10cm/seg. a 50 cm/seg. [14]

Para uso del simulador se necesita el flujo de gas de alimentación, el cual se calcula:

hrkg

mkg

hrmaireGvG 04.12204.1*10* 3

3

=== ρ ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.11)

Con la ecuación 2.10 se calcula diámetro de columna con la variación de velocidades.

TABLA 7. DIÁMETRO DE COLUMNA

DIAMETRO DE COLUMNAS

V (cm/seg) V (m/hr) Gv (m3/hr) D (m) 10 360 10 0.188062975 20 720 10 0.132980605 30 1080 10 0.108578209 40 1440 10 0.094031487 50 1800 10 0.084104319

30


2.4. ALTURA DEL LECHO

Si se incrementa la longitud de la columna, mucho más que la zona de transferencia de masa, se incrementa la zona de equilibrio o saturación; esto indica que el adsorbente tendrá que saturarse al 100%.

Lukchis, G.M. , dice que si el costo del adsorbente es el factor que influye principalmente en el diseño del adsorbedor, se recomienda diseñarlo con la longitud de 1.5 a 3 veces mayor a la longitud de zona de transferencia de masa.

Si no se conoce la altura de la zona de transferencia se puede suponer una. El tamaño de la columna debe incluir un espacio libre en la parte inferior y superior, para lograr una correcta distribución del gas.

Algunos autores recomiendan una altura del lecho entre 0.3 a 1 m o menos para disminuir la caída de presión y el tamaño del adsorbedor, pero se debe considerar que lechos de poca longitud no producen una separación completa y requieren más energía para la regeneración. Por tal motivo se escogió un tamaño de lecho de 1 m. [14]

31


2.5. PROPIEDADES FISICAS DEL GAS DE ALIMENTACIÓN

2.5.1. Densidad

Se considerara que el aire problema es únicamente una mezcla de aire y freón, por lo tanto su densidad se calcula:

aireyairefreonyfreonmez ρρρ ** += ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.12)

ρ freón=0.0004507 g/ml

ρ aire =0.0012 g/ml

TABLA 8. DENSIDAD DE GAS DE ALIMETACION

TABLA. DENSIDAD

Fracc. mol Freón (ya)

ρ mez. (g/ml) ρ mez (kg/m3)

5.45765E‐06 0.001199996 1.199995911 6.13987E‐06 0.001199995 1.199995399 6.82209E‐06 0.001199995 1.199994888 7.50432E‐06 0.001199994 1.199994377 8.18654E‐06 0.001199994 1.199993866 8.86878E‐06 0.001199993 1.199993355 9.55101E‐06 0.001199993 1.199992843 1.02332E‐05 0.001199992 1.199992332

2.5.2. Viscosidad

aireyairefreonyfreonmez μμμ **. += ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.13)

Si: μ freón = 0.01355 Cp

μ aire = 1.8 E‐2 Cp

32


Tenemos:

TABLA 9. VISCOSIDAD DE GAS DE ALIMETACION

TABLA. VISCOSIDAD

Fracc. mol Freón (ya)

μ (Cp)

5.45765E‐06 0.017999976 6.13987E‐06 0.017999973 6.82209E‐06 0.01799997 7.50432E‐06 0.017999967 8.18654E‐06 0.017999964 8.86878E‐06 0.017999961 9.55101E‐06 0.017999957 1.02332E‐05 0.017999954

2.5.3. Coeficiente de difusión [15]

( )6.0

21

8

***104.7

AB

BAB V

TMXD

ηφ−

=° ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.14)

A

AA

PMVρ

= ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.15)

Donde:

MB‐ Peso molecular del aire = 28.82 g/mol B

T – Temperatura = 323K

ηB – Viscosidad del aire =1.8 E‐2 Cp. B

VA – Volumen molar del freón ml/gmol.

φ – Factor de asociación del aire = 1

33


Así:

segmE

segcmE

gmolmlCpE

KmolgX

D

gmolml

mlg

molg

V

AB

A

22

6.0

21

8

871301.4471301.4

509.92*28.1

323*82.28*1104.7

509.9230704.1

913.120

−=−=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

=°

==

−

34


2.6. CARACTERÍSTICAS DEL ADSORBENTE

Las características del carbón activado a base de cáscara de coco (CSC) son:

TABLA 10. PROPIEDADES DE CARBÓN ACTIVADO

PROPIEDAD VALOR

Diámetro de partícula 0.42 – 1.7 mm

Densidad aparente 0.5 g/ cm3

Densidad de partícula 0.8 g/cm3 si poro›30 Å

Densidad de empaque 0.73 g/cm3

Tamaño efectivo 0.6 mm

Volumen de poro 0.06 ml/gr

• Diámetro de partícula = 4.2E‐4 m

• Fracción externa de huecos

0438.006.0*73.0* ===gml

mlgporoVempaqueexternaFraccion ρ ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.16)

• Área de superficie externa.[16]

p

bbρρ

ε −=1 ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.17)

εb= Fracción de huecos

ρb = Densidad aparente

ρp = Densidad de partícula

Como el tamaño efectivo de poro ( 6 E6 Å) es mayor a 30 Å, se toma una densidad de partícula de 0.8 g/cm3.

35


375.08.0

5.11

3

3=−=−=

cmg

cmgo

Pbb

ρρε

625.0375.011

=−=−=

solidodeFraccionbsolidodeFraccion ε

‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.18)

columnaVsolidoVb =−ε1 ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.19)

322 0277.01*)1880.0(*4

**4

mmmHDcolumnaV ===ππ

‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.20)

33 0173.00277.0*)375.01(*)1(1 mmVcolumnabVsolidobcolumnaVsolidoV

=−=−=⇒−= εε

222 58.7)0099.0(*4

*4

0099.01416.3

6*72.56**6

mEDpparticulaA

mEparticulaVDpDpparticulaV

−===

=−

==⇒=

πππ

π

23

608.20099.0

58.7*0173.0* mm

EmVparticula

AparticulaVsolidosolidoAparticulaAsolidoA

particulaVsolidoV

=−

==⇒=

mmm

columnaVsolidoA

externaS 197.930277.0608.2

3

2

=== ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(2.21)

• Densidad de masa =0.73 g/cm3 =730 kg/m3

36


2.7. RESUMEN DE LOS CALCULOS

FACTOR VALOR

COLUMNA

CONCENTRACIÓN DE ADSORBATO 2.28E‐5

CONCENTRACIÓN DE EQUILIBRIO 0.0169 gf/g carbón

FLUJO DE GAS ALIMENTADO 12.04 Kg/hr

VELOCIDAD DE GAS ALIMENTADO 10 cm/seg

DIÁMETRO DE TORRE 0.188 m

ALTURA DEL LECHO 1 m

PROPIEDADES DEL GAS

DENSIDAD 1.19 kg/m3

VISCOSIDAD 0.0179 Cp

COEFICIENTE DE DIFUSIÓN 4.713E‐8 m2/seg

PROPIEDADES DEL ADSORBENTE

DIÁMETRO DE PARTÍCULA 4.2E‐4 m

FRACCIÓN EXTERNA DE HUECOS 0.043

ÁREA SUPERFICIAL EXTERNA 93.97 1/m

DENSIDAD DE MASA 730 Kg/m3

37


2.8. DESCRIPCIÓN DEL SIMULADOR DE CÁLCULO ADP

Para poder realizar el cálculo de la curva de rompimiento del adsorbente, la cual determinara el funcionamiento de la torre se utilizara el simulador llamado, ADP, este fue elaborado por el Dr. Ricardo Macias y el Dr. Victor Martinez Ortiz.

ADP (Adsorption Design Program), es un programa basado en Excel que permite predecir las curvas de rompimiento para distintos adsorbatos y adsorbentes, en base al modelo de Hougen y Marshall, el cual se basa en la suposición de que el proceso es sólo controlado por la transferencia de masa con una sola resistencia, adicionalmente se supone que el comportamiento del adsorbato puede representarse de forma adecuada mediante una isoterma lineal.

Este simulador cuenta con 5 secciones, cada una tiene un propósito específico, la primera es Input, la cual se divide en tres secciones: en la primera establece el valor de las variables de operación, en la segunda las propiedades físicas del gas y en la tercera las características del adsorbente, teniendo la posibilidad de trabajar en unidades métricas o inglesas. ADP posee datos para 19 adsorbentes, en nuestro caso se debió de ingresar las propiedades del carbón a base de cascara de coco para trabajar con tal adsorbente. Una vez que los datos necesarios están completos, debe presionar el botón Calculate mostrado más adelante para predecir la curva de rompimiento. Esto siempre es necesario, el programa actúa hasta que el botón es presionado

Aparte de predecir la curva de rompimiento, ADP calcula los siguientes parámetros

• Número de Reynols

• Número de Schmidt

• Factor jD

• Coeficiente global de transferencia de masa

• Coeficiente de distribución

• Densidad de partícula

• Parámetro de lecho

• Tiempo de rompimiento

• Tiempo de agotamiento

• Tiempo estequiométrico

38


todos estos datos, además de la tabla con los datos de la curva de rompimiento se proporcionan en la sección Output, los datos reportados son de ayuda para saber el comportamiento real de nuestro fenómeno con la tabulación de datos. La curva de rompimiento se muestra en la sección de Curve, donde podemos apreciar de manera gráfica el comportamiento de nuestra torre de adsorción.[17] De esta manera se calcularon los valores de tiempo de rompimiento y de agotamiento para saber la factibilidad de nuestro proceso.

39


2.9. APLICACIÓN DEL SIMULADOR.

En base a datos obtenidos de capítulos anteriores se ingresaron al simulador, variando la presión parcial de diseño y las velocidades del gas.

A continuación se muestra la sección de input, de ingreso de datos.

FIGURA 6. PROGRAMA DE DISEÑO DE ADSORBEDOR

Se realizaron diferentes corridas en el simulador variando velocidades y presiones parciales de operación, obteniendo diferentes curvas de rompimiento, los resultados se presentan en la siguiente figura.

40


FIGURA 7. COMPARACION DE CURVAS DE ROMPIMIENTO

41


Observamos que las condiciones a las cuales la curva de rompimiento tiene mayor tiempo de saturación de la cama son a una presión parcial de 8Kpa y velocidad de 10 cm/seg. Por lo cual tomaremos estas como las condiciones optimas de operación.

En la sección de Output es donde el simulador arroja los cálculos realizados que son:

FIG.8‐HOJA OUTPUT DEL SIMULADOR

Teniendo la tabulación del comportamiento de nuestro proceso, en la sección del simulador Curve, podemos observar la curva de rompimiento que arrojo un mejor comportamiento, es decir, mayor tiempo de saturación.

La curva de rompimiento es la descripción de la concentración de soluto a la salida de la columna con el tiempo. Una de las áreas de la curva es para tiempos menores al tiempo de rompimiento, donde la zona de transferencia de masa aún no llega a la salida de la columna y la concentración de soluto en la solución de salida de la columna es muy baja e

42


igual a la mínima detectada por el adsorbente (para fines prácticos esta concentración puede tomarse como cero).

En el tiempo de rompimiento, la zona de transferencia de masa alcanza la salida de la columna, de tal manera que se incrementa la concentración de soluto en la solución de salida alcanzando el valor de diseño en el tiempo de rompimiento. Este valor es la máxima concentración de soluto que se permite en la solución de salida y representa las pérdidas de soluto tolerables en el proceso. El tiempo de rompimiento marca la terminación del ciclo de adsorción. En nuestro simulador el tiempo de rompimiento reportados fue de 43853.7 min. (1 mes)

En caso de continuar la operación la concentración de soluto en la solución de salida seguirá incrementándose hasta igualar la concentración de soluto en la alimentación, llamándose a esto, tiempo de agotamiento. En este punto es cuando se inicia el proceso de regeneración de la cama. El tiempo de agotamiento según nuestras condiciones de operación fue de 111618.3 min (2.5 meses). En la siguiente figura se muestra la curva de rompimiento generada.

43


FIGURA 9. CURVA DE ROMPIMIENTO A 8KPA Y 10 CM/SEG

44


2.10. REGENERACION

Se han publicado pocos estudios acerca de la cinética de la regeneración de lechos, dado que es difícil reproducir las condiciones para un gran lecho adiabático en un adsorbedor y es complicado porque la isoterma de desorción es monolineal y desfavorable.

Para la regeneración de carbón por medio de vapor, generalmente se usa un flujo contrario con vapor de 130 a 150°C. Aunque queda una significativa cantidad de adsorbato, la regeneración es más completa cerca de la base del lecho, de modo que se puede lograr aún un alto porcentaje de extracción en el siguiente periodo de adsorción.

Para algunos procesos donde la adsorción se utiliza para recuperar un producto valioso o como es nuestro caso un contaminante que no puede regresarse al ambiente, la regeneración por desorción con cambios térmicos no es factible, debido a que la elevada temperatura necesaria degradaría el producto o lo liberaría al medio.

Una alternativa para estos casos es desplazar el adsorbato por medio de un gas o un líquido que sea fuertemente adsorbido.

En el caso de la regeneración del CFC se realizaría por desplazamiento, en la actualidad no se conoce a ciencia cierta la manera más eficaz de atrapar y destruir el CFC‐12, pero algunas propuestas serian desplazar el Freón 12 mediante Nitrógeno para posteriormente ser eliminado por reactores con esferas de bario o por descomposición electroquímica a base de metales como Ag, Cu, Pb.

Es muy importante señalar que todos estos métodos están en etapa de desarrollo por lo cual no son reconocidos a nivel industrial.

45

CAPÍTULO 3. DISEÑO DE EQUIPO


La torre de adsorción necesita ciertas condiciones de operación que se han determinado en el capitulo anterior, ahora en el presente apartado se realizará el cálculo de equipos necesarios e instrumentación para el proceso. Para simplicidad en el cálculo de equipos se considerara aire como mezcla, sabiendo que el aire problema es básicamente esta sustancia.

Las características del aire son viscosidad de 0.018 cp, densidad de 0.074lb/ft3 a una temperatura de 25°C.

El equipo necesario consta de un medio de alimentación de aire al proceso, medio de calentamiento para poder llevar la sustancia a la temperatura de 50°C y finalmente la columna de adsorción; incluyendo los instrumentos, válvulas y accesorios necesarios.

PROCESO

FIGURA 10. DIAGRAMA DE FLUJO DE PROCESO DE ADSORCIÓN

46


Diagrama de proceso.

Proceso de limpieza de Freón por adsorción con carbón activado

FI

F I

AIRE+ FREON

AIRE LIMPIO DE FREON

IP

IT

IP IT

ITIT

GAS DE REGENERACIÓN

LISTA DE EQUIPO

EQUIPO/ INSTRUMENTO

DESCRIPCION

COLUMNA DE ADSORCION

COMPRESOR

INDICADOR DE PRESION

INDICADOR DE TEMPERATURA

INTERCAMBIADOR DE CALOR

ROTAMETRO

VALVULA DE COMPUERTA

IP

IT

FI

F I

FIGURA 11. DIAGRAMA DE PROCESO DE ADSORCION

47


3.1. ESPESOR DE LA COLUMNA

El espesor de la pared de la columna se calculara para 1 atmosfera de presión (14.69psi), por lo tanto se utilizara la siguiente expresión [13):

( )

( ) CPES

DPtm

gencialEspesor

CPESDPtm

ncialcircunfereEspesor

D

D

D

D

++

=

+−

=

4.0***2*2*

tan6.0***2

*

‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.1)

PopPD 15.1= ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.2)

Donde

tm ‐ Espesor de la pared (L)

PD ‐ Presión de diseño (W/L2)

D – Diámetro (L)

S – Esfuerzo permisible (W/L2) = 4080 kg/cm2 o 58015.08 lb/in2

E – Factor de soldadura = 1

C – Espesor por corrosión (L) = 1/8 in2

Sustituyendo valores:

( )

( ) ´´125.0´´125.0)4.0*9003.161*08.58015*2(*2

´´401.7*9003.164.0***2*2

*

´´126.0´´125.0)6.0*9003.161*08.58015(*2

´´401.7*9003.166.0***2

*9003.166959.14*15.115.1

=++

=++

=

=+−

=++

=

===

psipsiC

PESDPtm

psipsiC

PESDPtm

psipsiPopP

D

D

D

D

D

Llevándolo a un valor comercial, la columna se elaborara con placas de 3/16´´ (0.476 cm), con acero al carbón A‐36.

48


3.2. CÁLCULO DEL DIAMETRO TUBO

Existen valores de velocidades óptimas económicas para la alimentación de gases a procesos, los rangos van desde 2000 ft/min hasta los 4000 ft/min [18], por lo tanto usaremos velocidad de alimentación del aire de 2500 ft/min (41.66 ft/s),

El flujo como ya se había mencionado es de 10 m3/hr (0.0981ft3/s). Así el tamaño se

calcula de la siguiente manera

vQD

DDespejando

vDQ

Así

DA

vAQ

*785.0

**4

*4

*

2

2

=

=

=

=

π

π

‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.3)

Donde:

D‐Diámetro de tubo‐ ft

Q‐Caudal – ft3/s

V‐ Velocidad del flujo‐ ft/s

´´65.00547.066.41*785.0

0981.03

=== ft

segft

segft

D

Llevándolo a medidas comerciales se usara tubo de 3/4 in Cédula 40. En cuanto el material se elaborar de acero al carbón A‐53.

49


3.3. COMPRESOR DE ALIMENTACIÓN

Los compresores de gases se utilizan mucho para el manejo de grandes volúmenes de gases con elevaciones de presión desde 3.447 kPa (0.5 lb/in2) hasta varios centenares de kPa. El criterio más importante, todavía más que el de presión, es el de la razón de presiones, como se indico antes. Para presiones por debajo de 4.447 kPa (0.5 lb/in2), se escoge por lo común uno de los diversos tipos de ventiladores.

Puesto que mayor parte de las máquinas compresoras tienden a funcionar a lo largo de una trayectoria politrópica que se acerca a la adiabática, la mayor parte de los cálculos de compresores se basan en la curva adiabática.

El trabajo desarrollado durante la compresión de gases es igual al producto de la carga adiabática y el peso del gas manejado; entonces la potencia adiabática se calcula [1]:

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

−−=

−

112*1**

1*336.4

1k

k

PPPQ

kkEHpad ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.4)

Donde:

Hpad‐ Potencia (Hp)

Q – Gasto volumétrico del gas, medido en la condición de entrada del compresor (ft3/min)

P1‐ Presión absoluta a la entrada (lb/in2)

P2‐ Presión absoluta a la salida (lb/in2)

El aire y otros gases tienen valores de k=1.39 a 1.41 para simplificar los cálculos para estos gases se hicieron tablas de factores de “X “

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=

−

112

1k

k

PPX ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.5)

Así, estas ecuaciones son para un valor de k=1.395

Para cálculo de la presión de descarga del compresor se debe considerar la suma de caída de presión de columna, tubería, accesorios, etc.

...2 columnapcalordeadorintercambiptubopaccesoriospPopP Δ+Δ+Δ+Δ+= ‐‐‐‐‐(3.6)

50


3.3.1. CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DE LA COLUMNA

Recordemos que la columna trabaja con un gasto de 10 m3/hr (0.098 ft3/s), el diámetro de partícula es de 0.42mm (0.0013ft).

La caída de presión se calcula a partir de la ecuación de Ergun [1]

2´

3

*)1(***

*)75.1)1(*150(

GDpgc

ZRelechoP

ερε

ε

−

+−

=Δ ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.7)

Donde

ε – Volumen vacio fraccionario en un lecho seco

Z‐ Zona de transferencia de masa =1m (3.2808ft)

Re‐ Número de Reynolds para el flujo

gc‐ Aceleración de la gravedad

Dp‐ Diámetro de la partícula del empaque

Primero se calcula el área de la columna

22

2

29.0)61.0(*785.0int*785.0

ftftSDS

==

=

‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.8)

22 *1.89

29.0

54.26´

fthrlb

fthrlb

SG

G m === ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.9)

8.2

*237.4

*1.89*0013.0

´*Re2

=−

==

hrftlbE

fthrlbft

GDpμ

‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.10)

51


El valor de la aceleración de la gravedad gc tiene un valor de 4.18E8 lb*ft/lbf*hr2, el valor de ε=0.33 [1]

( )29.0

)*

1.89(*33.01

074.0*0013.0*)33.0(***818.4

*)1(***

22

33

2

2´

3

=−

=−

fthrlb

ftlbft

hrlbfftlbE

GDpgc

ερε

( ) 77.358.2

33.01*150Re

)1(*150=

−=

− ε

226.42229.0

28.3*)75.177.35(ftlbfftlechoP =

+=Δ

Así la columna presenta una caída de presión de 422.26 lbf/ft2 (2.93 lb/in2)

52


3.3.2. CAÍDA DE PRESIÓN A TRAVÉS DEL TUBO

Para las pérdidas de presión en tubos se debe evaluar el término F, o se la pérdida de energía mecánica por fricción.

La ecuación de Fanning para flujo estacionario en tuberías circulares uniformes que corren llenas de líquido en condiciones isotérmicas expresa la pérdida por fricción F en energía específica.[1]

gcV

DLfF

*2***4 2

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.11)

Donde:

D‐Diámetro del ducto

L‐ Longitud del ducto

V‐ Velocidad del fluido

gc‐ Constante dimensional=32.2 lb.ft/lbf.seg2

f‐ Factor de fricción de Fanning

El factor de fricción de Fanning “f” es una función del número de Reynolds y la aspereza de la superficie interna del canal “ε”.

37.15796

*521.1

074.0*66.41*062.0**Re

3

=−

==

segftlbE

ftlb

segftft

vDμ

ρ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐

(3.12)

D‐ Diámetro de tubo = 3/4 ´´ (0.062ft)

v‐ Velocidad de alimentación de aire‐ 2500 ft/min (41.66 ft/seg)

ρ‐ Densidad del fluido

µ‐ Viscosidad del flujo

53


Este es un flujo turbulento, por lo tanto para calcular el factor de Fanning se utiliza la ecuación de Colebrook. [1]

0408.0

*37.15796256.1

062.0*7.345.1log41

Re*256.1

*7.3log41

=⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+

−−=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+−=

f

fftftE

f

fDfε

‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐

(3.14)

Donde:

ε‐ factor de aspereza de acero comercial = 0.0457mm (1.5E‐4 ft)

D‐ Diámetro del conducto

f‐ Factor de fricción de Fanning.

Así:

lblbfftF

seglbfftlb

segft

ftft

gcV

DLfF

*76.1418

**2.32*2

66.41*

062.020*0408.0*4

*2***4

2

2

2

=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=

La caída de presión es:

223 72.098.104074.0**76.1418

*

inlb

ftlb

ftlb

lblbfftP

FP

===Δ

=Δ ρ

54


3.3.3. CAÍDA DE PRESIÓN EN LOS ACCESORIOS

Las determinaciones experimentales de la resistencia de aditamentos y válvulas se llevan a cabo midiendo la pérdida general de fricción en un sistema constituido de dos o mas longitudes de tubería recta conectadas en serie por medio de un número apropiado de accesorios o válvulas idénticos. Para obtener la pérdida producida por los aditamentos o válvulas propiamente, la pérdida por fricción en una tubería recta se resta de la pérdida general o total por fricción.

Para flujo turbulento, la perdida por fricción en producida por aditamentos o accesorios y válvulas se justifica expresando la perdida ya sea como una longitud equivalente de tubería recta en diámetros de tubería, Le/D, o como la cantidad de cargas de velocidad K perdidas en una tubería del mismo tamaño.

K se define como:

gcV

FK

*2

2

Δ= ‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐‐(3.15)

Donde:

ΔF‐ Perdida adicional por fricción

V‐ Velocidad promedio del fluido

gc‐ Constante dimensional

K‐ Cargas de velocidad

Variando el factor ΔF en cada accesorio.

Para codos de 90° estándar ΔF =0.75 [1]

222 493.1027.0

**2.32*2

66.41

75.0inlbE

ftlb

seglbfftlb

segft

K −==

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

55


El número de accesorios a contabilizar en esta sección son solamente aquellos que se encuentran después del compresor y antes de la columna de adsorción, debido a que éstos son los que generan una caída de presión que debe vencer el compresor, así, nuestro diseño presenta 7 codos por lo que la caída de presión total ocasionada es de 1.35E‐3 lb/in2.

Para válvulas de compuerta ΔF=0.17

222 538.433.6

**2.32*2

66.41

17.0inlbE

ftlbE

seglbfftlb

segft

K −=−=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

Si necesitamos 3 válvulas de compuerta (después del compresor y antes de columna), la caída de presión es de 1.31E‐4 lb/in2

Para el rotámetro ΔF=15.

222 0038.055.0

**2.32*2

66.41

15inlb

ftlb

seglbfftlb

segft

K ==

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

2222 0052.00038.0431.1335.1inlb

inlb

inlbE

inlbEaccesoriosp

rotametropvalvulaspcodospaccesoriosp

=+−+−=Δ

Δ+Δ+Δ=Δ

Volviendo al cálculo del medio de alimentación, la presión que debe vencer es:

22 34.19)93.2172.00052.069.14(2

..2

inlb

inlbP

columnaparesistenciptubopaccesoriospPopP

=++++=

Δ+Δ+Δ+Δ+=

Esta es la presión total que debe vencer el compresor, tomando en cuenta que la presión de operación es atmosférica (14.69 lb/in2)

56


Calculando el factor X

08.0169.14

34.19395.1

1395.1

2

2=

⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

−⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

=

−

inlbinlb

X

Así, la potencia del compresor debe ser:

HpinlbftEHpad 1.008.0*69.14*

min88.5*

1395.1395.1*336.4 2

3

=−

−=

Se propone que el compresor sea de tipo centrífugo de ½ Hp (por ser una medida comercial), debido a que estos se utilizan elevaciones de presión de 0.5 a 10,000 lb/in2. Estos compresores son bastante comunes en los procesos industriales debido a que su diseño es simple, requiere poco mantenimiento, tiene amplio intervalo de operación y proporciona largo periodos de operación continua, además de que son más resistentes a la corrosión.

En cuanto a su aplicación, se utilizan para una gran variedad de servicios, como: enfriamiento y secado de sólidos; suministro del aire de combustión a hornos, columnas y calderas, transporte de materiales sólidos, ventilación, eliminación y compresión de un gas o un vapor. La diferencia entre estos y los ventiladores son las presiones de descarga, las cuales son mayores en los compresores. El principio de funcionamiento de los compresores centrífugos es similar al de las bombas centrifugas [14].

57


3.4. INTERIOR DE LA COLUMNA

Los componentes internos de un adsórbedor consisten de distribuidores de flujo a la entrada para evitar el acanalamiento en un solo punto del sólido, así como del soporte para los sólidos. En ocasiones se recomienda instalar una capa de material inerte en la parte superior e inferior del lecho, como podría ser fibra de vidrio y si la altura del lecho es muy grande, se recomienda instalar soportes en la parte media.

3.4.1. SOPORTE DE LECHO

Para sostener el adsorbente, se recomienda poner una malla metálica en la parte baja del lecho, las mallas no deben tener aberturas muy grandes y deben estar perfectamente unidas a las paredes del recipiente, debido a que podrían escapar pequeñas partículas de adsorbente a través de las aberturas y por el espacio que exista entre la pared del recipiente y la malla [14]. Esta opción es la que se utilizara en nuestro diseño, se usara una malla de No. 325 (0.016 in).

3.4.2. CONTROL DE VELOCIDADES

Las capas de la parte superior de una columna, en ocasiones se someten a altas velocidades de flujo. Para resolver este problema se pueden emplear una capa de esferas de material inerte en la parte alta del lecho, la que funciona como amortiguador del fluido alimentado y para prevenir el movimiento del adsorbente sobre la superficie.

Cuando se coloca una capa de esferas en la parte superior de la columna se recomienda que la capa que está en contacto directo con el adsorbente, tenga esferas con un diámetro de aproximadamente dos a cuatro veces mayor que el diámetro promedio del adsorbente. También hay que considerar que si se colocan esferas de diámetro muy grande, estas tienden a emigrar hacia la parte baja de la columna, debido a la naturaleza cíclica de los procesos de adsorción‐desorción.

Por tal motivo se usaran esferas de 3/32 in y 1/8 in de diámetro.

58


3.4.3. DISTRIBUIDORES DE FLUJO

Una pobre distribución en el flujo a la entrada, durante la adsorción, puede llagar a causar canalización del flujo a través del lecho. Una de las maneras de asegurar una buena distribución del flujo, es proporcionar suficiente espacio libre en la parte alta y baja del lecho. Este espacio puede estar libre o relleno con algún material inerte como fibra de vidrio [14].

Deben dejarse de 1 a 1½ pies de cada lado para distribución y desconexión del gas, o de 2 a 3 pies totales. Para recipientes más grandes, típicamente se proporcionan de 2 a 3 pies en cada extremo del recipiente de espacio para acceso [12].Por tal motivo se dejara espacio de 30 cm entre la entrada y salida con la cama. Lo que se recomienda como distribuidor de gas de entrada y salida de los adsorbedores, son unas sencillas placas de choque. Estas son eficientes en un amplio rango de velocidades de flujo y no están sujetas a taponamiento. Si los extremos del recipiente se empacan con esferas, las placas de choque se deben proteger con mallas resistentes y las esferas en contacto directo con la placa de choque, deben ser grandes.

ESFERAS

MALLAS

EMPAQUE

ESPACIO DE DISTRIBUCIÓN DE FLUJO

MALLA

FIGURA 12. INTERIOR DE COLUMNA DE ADSORCIÓN

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CAPITULO 3. DISEÑO DE EQUIPO

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CAPÍTULO 4. ANÁLISIS ECONÓMICO

CAPÍTULO 4. ANÁLISIS ECONÓMICO

En todo proyecto se debe evaluar los costos de inversión por adquisición de equipo necesario para el proceso, por tal motivo se presenta el estudio económico de nuestro proceso para limpieza del aire.

TABLA 11. COTIZACIÓN DE PROCESO

Cotización

Material Precio Unitario Piezas Precio total Proveedor

Codo 90°X 3/4 in Ac. Carbon $ 163 11 $ 1,793 Construcciones Ecatepec, S.A. de C.V

Columna de adsorción $ 7,000 2 $ 10,000 Distribuidora metalica, S.A. de C.V.

Esferas de cerámica c/100 pzs $100 1 $ 100 Ferretería Tepeyac, S.A. de C.V

Medidor de presión $ 300 2 $ 600 West Instruments de Mexico, S.A.

Medidor de temperatura termopar $ 378 4 $ 1,512 West Instruments de Mexico, S.A.

Mallas No. 325 $ 1,580 4 $ 6,320 Materiales textiles, S.A de C.V.

Medio de calentamiento $ 5,000 1 $ 5,000 Chromalox

Rotámetro $ 2,508 1 $ 2,508 Fisher Rosemount, S.A. de C.V.

Compresor 1/2 Hp $ 3,300 1 $ 3,300 Matche.com

Tubo 3/4 in tramo de 6 mts $ 1,638 3 $ 4,914 Protuval, S.A. de C.V.

Placa de Ac. carbón de 1/8 in $ 500 2 $ 1,000 Distribuidora metálica, S.A. de C.V.

Válvulas de compuerta roscada Ac carbon de 3/4 in

$ 800 9 $ 7,200 Protuval, S.A. de C.V.

TOTAL $ 44,247

Se debe recordar que esta cotización es para equipo con capacidad para 10 m3/hr; dependiendo del diseño y flujo requerido será la variación de precios.

61

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES


En el presente trabajo se presenta una propuesta para la limpieza del aire de CFC‐12 a partir de su separación por medio de una torre de adsorción, las conclusiones obtenidas se enuncian a continuación.

• Se compararon dos modelos de isotermas de CFC‐12, el de Langmuir contra el de Langmuir‐Freundlich y se determino que la que asemeja mas al comportamiento del gas es la de Langmuir‐Freundlich.

• El modelo seleccionado reporta que trabaja a tres temperaturas, 323K (50°C), 303K (30°C) Y 283K (10°C). Por tal motivo se grafico el comportamiento de estas tres isotermas y determino utilizar a 323K, por dar comportamiento con tendencia lineal, es decir pendientes similares. Además se trabajo entre rangos de 8kPa a 15kPa debido que a estas presiones parciales el comportamiento es mayormente lineal, pendientes similares.

• El medio adsorbente será carbón activado a base de cascara de coco, porque se trabajará con la concentración reportada en gráficas de adsorción de este carbón contra concentración de equilibrio. Este último parámetro tendrá un valor de 0.013 ml CFC/g carbón.

• Debido a que el actual trabajo plantea un proceso de prueba, se utilizaran valores comerciales para ciertos parámetros como es: flujo de alimentación a la columna de 10 m3/hr, velocidades dentro de esta de 10 a 50 cm/seg y velocidad de flujo para alimentación al compresor de 2500 ft/min.

• Se utilizará 1m de altura de cama (zona de transferencia de masa) para evitar altas caídas de presión y obtener una columna de corta longitud, considerando dejar espacios libres de 30cm arriba y debajo de la cama para lograr una correcta distribución del flujo.

• Las condiciones del gas de alimentación se tomaran como una mezcla de aire‐CFC‐12 para ser ingresadas al simulador.

• Se realizaron diferentes corridas en el simulador variando presión parcial de 8 a 15kPa y velocidad del gas de 10 a 50 cm/s. Los resultados obtenidos se graficaron y observamos que la curva de rompimiento con mejor comportamiento es la que trabaja a 8 kPa (presión parcial), velocidad de 10 cm/s, diámetro de torre de 0.188m, concentración de adsorbato igual a 2.28E‐5 fracción masa y una atmosfera de presión.

62


• La curva de rompimiento adoptada reporta un tiempo de rompimiento en un mes y tiempo de agotamiento de la cama adsorbente de dos y medio meses.

• Para simplicidad en el cálculo de equipo para el proceso, se utilizo aire como mezcla problema, ya que la concentración de CFC es muy baja. Teniendo:

Espesor de columna de 3/16 ´´ en Ac. Al carbón A‐36

Tubo de 3/4 ´´ de Ac. Al carbón A‐53

Compresor centrifugo de 1/2 Hp

• La columna necesitara en su interior

Mallas No. 325 arriba y debajo de la cama adsorbente para el soporte del mismo

Esferas cerámicas de 3/32 in y 1/8 in de diámetro para controlar la velocidad en la columna.

Placas de choque en la entrada de la columna para evitar canalización del gas

• La adquisición del equipo y accesorios tendrán un costo aproximado de $44,270

• Podemos notar que el proceso es muy simple y económico, además que las condiciones de operación son muy fáciles de establecer, sin riesgos de seguridad por condiciones extremas.

• Por tal motivo se cree que es un proceso adecuado tanto para plantas alimenticias, plásticas o cualquier otra que maneje sistemas de refrigeración y que no cuentan con la tecnología adecuada para evitar la emisión de CFC´S a la atmosfera. Asegurándose así la conformidad de organismos ambientalistas o de gobierno para con la empresa.

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RECOMENDACIONES

• Se debe considerar el uso de otros medios de adsorción para tratar el fluido problema, siempre y cuando se disponga de los datos de equilibrio (isoterma de adsorción) para poder ser usados en el simulador.

• Considerar la posibilidad de usar el adsorbedor de forma horizontal si hay cambio en condiciones de operación o adsorbente, debido a que algunos autores sugieren usarlas de esta forma ya que en columnas muy largas hay irregularidades en el flujo y puede ocasionarse canalamiento.

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BIBLIOGRAFIA

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APÉNDICE

Instituto Politécnico Nacional

Escuela Superior de Ingeniería Química e Industrias Extractivas

ADP 2.0

Manual de usuario

Autores:

Ricardo Macías-Salinas

Víctor Martínez-Ortiz

México, D.F. Agosto de 2001

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Presentación

ADP (Adsorption Design Program), es un programa basado en Excel que permite predecir las curvas de rompimiento para distintos adsorbatos y adsorbentes, en base al modelo de Hougen y Marshall, el cual se basa en la suposición de que el proceso es sólo controlado por la transferencia de masa con una sola resistencia, adicionalmente se supone que el comportamiento del adsorbato puede representarse de forma adecuada mediante una isoterma lineal. ADP está escrito íntegramente en Visual Basic e integrado al entorno de Excel.

Requerimientos

Para poder usar ADP es necesario tener instalado Excel en su computadora y tener soporte para Visual Basic y Microsoft Forms 2.0, que es quien permite funcionar al programa. El propio Excel verifica que todos los componentes estén presentes, por lo que la primera vez que corra ADP, Excel le notificará si es necesario instalar algún componente adicional. Todos los componentes requeridos por Excel se encuentran presentes en el disco de instalación respectivo.

Correr ADP por primera vez

La primera vez que corra ADP, aparecerá el siguiente cuadro de diálogo

en donde se le notifica que el archivo de Excel que va abrir contiene macros de Visual Basic. Presione el botón Permitir macros, ya que en caso contrario no podrá hacer uso del programa. ADP es un programa íntegramente escrito en este lenguaje, por lo que es necesario permitir que las macros de Visual Basic funcionen. Se recomienda hacer una copia de seguridad de ADP antes de emplearlo de forma regular. Dentro del archivo que se distribuye, está contenido tanto el programa como la base de datos de los adsorbentes. Las diferentes secciones de ADP dentro de la hoja de Excel se distinguen por el nombre ubicado en las pestañas, tal como se muestra en la siguiente figura

cada una de las hojas tiene un propósito específico, la hoja Input permite capturar los datos del caso de estudio, tal como se muestra a continuación.

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La hoja se divide en tres secciones: en la primera se estable el valor de las variables de operación, en la segunda las propiedades físicas del gas y en la tercera las características del adsorbente. ADP permite que los valores sean proporcionados en unidades métricas o inglesas, la selección se hace con la casilla de opciones siguiente

al selecciona una opción, las unidades cambian así como el contenido de las celdas. Los datos de las primera y segunda secciones deben proporcionarse por el usuario, los datos de la tercera sección son leídos de la base de datos de ADP. Para seleccionar el adsorbente, selecciónelo por medio de la lista mostrada a continuación

ADP posee datos para 19 adsorbentes. Más adelante se indicará como agregar nuevos adsorbentes a la base de datos. Una vez que los datos necesarios están completos, debe presionar el botón Calculate mostrado más adelante para predecir la curva de rompimiento. Esto siempre es necesario, el programa actúa hasta que el botón es presionado

70

si los datos necesarios no están completos, aparecerá el siguiente cuadro de diálogo

sólo proporcione todos los datos y presione el botón Calculate. Aunque el programa verifica que los datos estén completos, no puede verificar la validez de ellos. El cálculo que hace ADP depende mucho de los valores iniciales y de la coherencia de los datos proporcionados. Puede ocurrir que el programa no pueda encontrar la solución, en ese caso aparecerá el siguiente cuadro de diálogo

lo que se indica que no se logró la convergencia en el cálculo de la curva y sólo se mostrarán resultados parciales que tal vez sean erróneos. Para resolver este problema, revise los datos proporcionados al programa y verifique que sean correctos. Aparte de predecir la curva de rompimiento, ADP calcula los siguientes parámetros

• Número de Reynols • Número de Schmidt • Factor jD • Coeficiente global de transferencia de masa • Coeficiente de distribución • Densidad de partícula • Parámetro de lecho • Tiempo de rompimiento • Tiempo de agotamiento • Tiempo estequiométrico

todos estos datos, además de la tabla con los datos de la curva de rompimiento se proporcionan en la hoja Output mostrada en dos partes en la página siguiente.

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La curva de rompimiento se muestra en la hoja Curve, mostrada a continuación.

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La curva está lista para imprimirse.

Agregar adsorbentes a la base de datos La base de datos de los adsorbentes se encuentra en la hoja Data base. Para dar de alta un adsorbente deben conocerse sus siguientes propiedades

• Nombre • Diámetro de la partícula • Fracción hueca externa • Área superficial externa • Densidad del sólido

al igual que con al hoja Input, las unidades pueden cambiarse mediante la casilla de opciones siguiente

las unidades que aquí se seleccionen no modifican los datos tecleados en la hoja Input.

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La hoja de Data base se muestra a continuación

para agregar un adsorbente, sólo escriba todas sus propiedades en la siguiente línea al final de la lista. Hecho esto ADP dará de alta el adsorbente en la base de datos. No debe haber líneas en blanco entre los elementos de la base de datos.

Notas finales Para el funcionamiento correcto de ADP deben tenerse en cuenta los siguientes puntos:

• Los datos proporcionados deben ser coherentes, en caso contrario puede ocurrir que el programa no encuentre la solución al problema.

• Sólo edite las celdas con texto en color azul dentro de las diversas hojas. ADP basa buena parte de su funcionamiento en el contenido de las celdas, sobre todo para las conversiones de unidades y para la consulta de la base de datos. Si hace una modificación que no pueda corregir, se recomienda hacer uso de la copia de seguridad.

74

Créditos Los créditos del programa ADP aparecen en la hoja Introduction, mostrada a continuación.

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