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Absorção Colunas de Recheio

Absorção Colunas de Recheio. João Inácio Soletti. Métodos gráficos para análise de múltiplos estágios em cascata. Última Aula: •Absorção em estágios. Esta Aula terá como foco principal: •Colunas de recheio. Vapor saindo. Liquido entrando. Líquido saindo. Vapor entrando. Vapor saindo.

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Absorção Colunas de Recheio

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Presentation Transcript

  1. AbsorçãoColunas de Recheio João Inácio Soletti

  2. Métodos gráficos para análise de múltiplos estágios em cascata Última Aula: •Absorção em estágios Esta Aula terá como foco principal: •Colunas de recheio

  3. Vapor saindo Liquido entrando Líquido saindo Vapor entrando Vapor saindo Liquido entrando 1 2 N–1 N Vapor entrando SELEÇÃO DO EQUIPAMENTO Os equipamentos mais usuais para absorção são as torres de pratos e torres recheadas. A escolha deve ser feita em função de vários critérios. Leva, Thibodeaux & Murrill apresentam várias características que nos auxiliam a escolher a torre mais conveniente. De uma maneira geral as torres recheadas são recomendadas quando o sistema é corrosivo, viscoso e tende a formar espuma, e o projeto exige baixo P, pequenos diâmetros (d< 2ft) e elevados números de estágios. As torres de prato por sua vez são recomendadas quando o sistema exige limpezas constantes, e o projeto exige grandes diâmetros (d > 4ft), transferência de calor e maior flexibilidade de vazões de líquido e vapor.

  4. TORRES RECHEADAS O projeto destas torres é semelhante ao das torres de pratos ou outras, envolvendo considerações ligadas à operação mecânica e eficiência do equipamento. As considerações mecânicas de interesse nas torres são: - P - Capacidade - Distribuidores e suportes • Os fatores relacionados com a eficiência do equipamento são: • Distribuição e redistribuição de líquido; • Área de contato gás-líquido. O dimensionamento de uma torre de recheio requer o mesmo cuidado dispensado com torres de pratos.

  5. Alguns princípios que devem ser lembrados no projeto: ·A torre deve ser projetada para operar na região de loading (40 a 80% do flooding). Isto determina a área ótima para a qual a eficiência é máxima. · A dimensão do recheio não deve ser maior do que 1/8 do diâmetro da torre. · A altura de cada secção de recheio é limitada a aproximadamente 3D para anéis de Raschig e 5D para anéis de Pall. Não é recomendado utilizar-se secção recheada maior que 20ft. ·Para sistema em que a resistência se deve à fase gasosa, recomenda-se utilizar recheio com distribuição aleatória na coluna. Caso contrário usar recheio arrumado.

  6. Alguns princípios que devem ser lembrados no projeto: Para recheio com diâmetros menores que 3” o custo do arranjo é elevado. Também, para diâmetros maiores de 2” não é econômico utilizar recheio distribuído aleatoriamente. A distribuição e redistribuição do líquido na coluna é importante para corrigir a migração do líquido para as paredes. A seqüência de projeto de uma torre recheada é a seguinte: - Escolha do recheio - Determinação do diâmetro - Determinação da altura - Avaliação da perda de carga

  7. ESCOLHA DO RECHEIO  O aumento da dimensão do recheio contribui com o aumento da capacidade máxima e o HETP (altura do prato teórico equivalente), mas reduz o custo por volume e o P. O aumento na altura da torre é mais oneroso do que o aumento no diâmetro. A eficiência, perda de carga, capacidade do recheio são funções da área superficial e da porosidade apresentada pelo recheio. As qualificações importantes de um determinado recheio são: porcentagem de molhabilidade da área total e formato aerodinâmico. Então, anéis de Raschig e anéis de Pall têm a área e porosidade específica aproximadamente equivalentes, mas comportamento diferente.

  8. ESCOLHA DO RECHEIO O tamanho nominal não deve ser maior do que 1/8 do diâmetro da coluna, com sérios riscos de má distribuição do líquido. Na prática, um recheio com metade desta dimensão é freqüentemente vantajoso, desde que a vazão de líquido seja compatível. No início do projeto, como não se conhece a dimensão da torre, adota-se uma velocidade de gás de 3ft/seg, então estima-se o diâmetro baseado neste valor. De posse deste diâmetro, estabelece-se a dimensão máxima do recheio.

  9. ESCOLHA DO RECHEIO O recheio deve apresentar entre suas qualidades: alta porosidade e área específica, baixa perda de carga, boa resistência química e mecânica, formato irregular, baixo custo e peso específico. Como exemplo, seguem alguns tipos de recheio utilizados na indústria:

  10. TIPOS DE RECHEIO

  11. GRAU DE MOLHAMENTO EM TORRES RECHEADAS A transferência de massa está relacionada diretamente com a molhabilidade do recheio na torre e está condicionada à distribuição de líquido pelo recheio. Verificou-se que a transferência de massa diminui sensivelmente quando a razão do líquido é inferior a certo valor crítico denominado MWR (grau de molhamento mínimo). Esta diminuição sugere que a área molhada do recheio é que diminui consideravelmente. A flexibilidade de vazão de líquido em uma torre recheada e sua eficiência está condicionada ao fato de que a razão de líquido dentro da coluna não ser inferior a certo limite.

  12. GRAU DE MOLHAMENTO EM TORRES RECHEADAS A vazão de molhamento é dada por: A vazão de molhamento é dada por: onde: L = vazão de líquido, ft3/h x ft2 A = área da secção transversal da torre, ft2 a = área específica do recheio, ft2/ft3 WR = vazão de molhamento, ft3/h x ft Morris e Jackson estipularam os seguintes limites: WRM = 0,85 ft3/h ft para recheio d  3in WRM = 1,30 ft3/h ft para outros recheios. A vazão de operação do líquido na torre deve estar entre a vazão mínima WRM e a vazão de flooding.

  13. DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO Em uma torre de absorção recheada e irrigada por uma determinada vazão de líquido apresenta um limite superior para vazão de gás. A velocidade do gás correspondente a este limite é chamada de velocidade de inundação (ou flooding). Este ponto pode ser encontrado observando-se o Hold-up do líquido e a perda de carga em função da velocidade do gás e também observando o aspecto do recheio. O Hold-up do líquido é praticamente constante para baixas vazões de gás, mas à medida que a vazão de gás aumenta para valores acima do ponto de carga da coluna, o hold-up cresce rapidamente e no ponto de inundação o recheio apresenta uma camada de líquido que aumenta até sair pelo topo da coluna junto com o gás. A perda de carga no ponto de carga ‘Loading Point’ está entre aproximadamente 0,50 a 1,0 in H2O/ft recheio, e no ponto de flooding entre 2,0 e 3,0 in H2O/ft recheio.

  14. DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO A razão de gás na torre deve estar abaixo da vazão de flooding. Usualmente, em projetos de absorvedora e stripper adota-se, em função das características do sistema, uma razão de gás entre 40 e 80% da vazão de flooding. As torres assim projetadas, normalmente apresentarão perda de carga entre 0,25 a 0,50 in H2O/ft recheio, operando próximo ao limite inferior da região de inundação. Existem várias equações para determinar a vazão de flooding, em particular, a equação de Bain-Hougen é muito utilizada: onde: Gf = vazão de flooding, lb/ft2. G,L = densidade do gás e líquido, lb/ft3.  = viscosidade do líquido, cp. L = vazão de Líquido, lb/Hr. V = razão de gás, lb/Hr. Cf = caracterização do recheio. g’c = 4,18x108 lb.ft/lbf.hr2.

  15. DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO A razão de flooding pode ainda ser obtida por meio gráfico baseada na correlação de Sherwood. Neste gráfico, a abcissa é calculada à partir das vazões de processo e a ordenada à partir do ponto de flooding correspondente. À seguir, é apresentado o gráfico da correlação de Sherwood. A razão de operação para o gás, em princípio, deve ser calculada pela otimização da torre. É comum, em função da experiência do projetista, utilizar-se o critério de arbitrar uma certa porcentagem da razão de flooding para a razão de operação do gás. Isto porque, para vários sistemas esta razão calculada excede a razão de flooding. Uma faixa de valor comumente adotada está entre 40 a 80% da razão de flooding.

  16. Gráfico da correlação de Sherwood L: Razão de líquido kg/(m2.s),[lb/(h.ft2)] G: Razão de gás kg/(m2.s),[lb/(h.ft2)] G’: Fluxo mássico de gas por área de seção transversal na coluna F: fator de empacotamento : H20/ Líq. mL: viscosidade do liquido em cP; 0.8 for water) g: fator de conversão = 2.994 (4.18.108) (dimensões)

  17. DETERMINAÇÃO DO DIÂMETRO Segue abaixo um esboço de uma torre de recheio mostrando o distribuidor, redistribuidor, suporte do recheio e recheio distribuído aleatoriamente. Obtenção do ponto de operação a partir da correlação de Sherwood (gráfico): 1- Determinar a abcissa a partir das condições de topo ou de fundo da torre; 2- Localizar no gráfico o ponto de flooding; 3- Determinar a ordenada e daí Gf; 4- Calcular Gop arbitrando um percentual da razão de flooding (varia entre 40 e 80% dependendo do sistema); 5- Com Gop calcula-se o diâmetro da torre. Caracterização do recheio - o recheio é caracterizado pelo diâmetro nominal, área específica e porosidade. É representado por Cf no gráfico.

  18. Exemplo

  19. Exemplo

  20. Exemplo Do Gráfico de Sherwood obtemos

  21. Exemplo

  22. CÁLCULO DA QUEDA DE PRESSÃO EM TORRES RECHEADAS Considerando escoamento através de um leito poroso seco, a equação de Ergun fornece resultados satisfatórios; para escoamento bifásico em torres recheadas operando na região de carga ou acima desta, utiliza-se também o gráfico da correlação de Sherwood, apesar de apresentar para alguns sistemas, quando as propriedades físicas diferem muito das da água, um erro razoável; se a operação da torre está abaixo da região de loading, Leva propõe outra equação. Porém, para uma avaliação mais precisa, recomenda-se utilizar os gráficos dos fabricantes de recheio. Utilizando a curva fornecida por Sherwood obtemos: A intersecção nos dá a perda de carga/ft de recheio. Multiplicando pela altura do recheio tem-se o P total.

  23. Transferência de Massa CI CL pG pI (fluxo global) Cussler, “Diffusion”, Cambridge U. Press, 1991.

  24. Transferência de Massa Fluxo : J: fluxo k: coeficiente de massa transferida Teoria dos dois filmes (visão microscópica) (fluxona fase gasosa) (fluxo na fase líquida)

  25. Transferência de Massa Coeficiente de transferência de TM global para o líquido: Coeficiente de transferência de TM global para o gás: Concentração equivalente para o Volume de gás pressurizado Concentração equivalente para o Volume de líquido pressurizado

  26. Cálculo da Altura Análise macroscópica de uma torre de recheio 2 Balanço molar no soluto para um volume diferencial da torre L’m: fluxo molar de liquido G’m: fluxo molar de gás 1

  27. Cálculo da Altura Balanço molar do soluto no gás a: área do recheio por volume (altura da torre) HTU? NTU?

  28. Cálculo da Altura Balanço de Massa x1, y1 Linha de operação m Equilíbrio x1, y1* xZ, yZ Linha de equilíbrio com inclinação m xZ, yZ* solução Alternativa : Suposições para sistemas diluídos/solúvel

  29. Cálculo da Altura Absorção para concentração de vapor Balanço molar em um volume de controle x1, y1 Linha de Operação x1, y1* Fluxo de Gás Fluxo de Líquido xZ, yZ Linha de Equilíbrio xZ, yZ*

  30. Cálculo da Altura Balanço molar no gás em um volume diferencial

  31. Cálculo da Altura HTU (ft) HTU For a given packing material and pollutant, HTU does not change much.

  32. Exemplo (01) 17Uma coluna de absorção (figura) com área da seção transversal de 0,29 m2, contendo Anéis Raschig de ½”, é utilizada na recuperação da amônia de uma corrente de ar. A coluna, que opera a 25 oC e 1 atm, recebe uma mistura ar-amônia (massa molar = 29 g mol-1) com fração molar 0,005 de amônia a uma vazão de 20 mol h-1. O gás estabelece contato com uma corrente de água cuja vazão é de 20 mol h-1. Nas condições praticadas, considerando o recheio e o sistema ar-amônia sob pressão atmosférica, a altura de uma unidade de transferência é dada por: HG = 0,35 G 0,1 L-0,39; na qual HG é expresso em m e G e L em kg m-2 h-1. A relação de equilíbrio para a amônia é dada por p = 1,12 x , sendo p a pressão parcial da amônia (atm) e x, a sua fração molar na fase líquida. Considere L e G constantes ao longo da coluna. Supondo o processo controlado pela etapa de transferência de massa no filme gasoso e desejando-se um percentual de recuperação da amônia de 75%, calcule a altura da coluna para uma operação em contracorrente. Lembre-se de que o número de unidades de transferência (NG) é calculado pela expressão em que y é a fração molar da amônia na fase gasosa e y* é a fração molar da amônia em equilíbrio com a fase líquida.

  33. Solução Massa molar de mistura = 29 g.mol –1 Mistura gasosa = NH3 + ar Cálculo da altura da coluna de absorção, Z. Z = NGHG (1) HG é calculada pela correlação fornecida: HG = 0,35 G 0,1 L-0,39 (2)

  34. Solução em que G e L são, respectivamente, os fluxos mássicos da fase gasosa (NH3 + ar) e fase líquida (H2O), expressos em Kg .h–1.m–2. Transformando as unidades: Substituindo em (2): HG = 0,35 (2)0,1 (1,24)-0,39 HG = 0,345 m

  35. Solução Para se obter o integrando da expressão para NG, recorre-se ao balanço de massa global, obtendo-se uma reta de operação: G (yT – y) = L (xT – x). Como G = L = 20 mol.h-1 e xT = 0 obtém-se a relação linear: y = x + yT (3) Calcula-se yT com base no percentual da amônia (75%): Como p = y* PT e a pressão total é de 1 atm, a relação de equilíbrio p = 1, 12 x se transforma em: y* = 1,12x (4) Eliminando x entre (3) e (4) e com yT = 0,00125, resulta: y* = 1,12 (y – yT) = 1,12y – 0,0014 Logo: y – y* = 0,0014 – 0,12y

  36. Solução Assim: NG = 3,72 Substituindo em (1): Z = 3,72 (0,345) Z = 1,28 m

  37. Exemplo (02) Uma corrente de 600 Nm3/h de um gás contendo 10% SO2, 5% O2 e 85% N2 deverá ser tratada em uma torre recheada com anéis de Raschig de 1” de porcelana com 4540 kg/h de água para remover todo SO2. Especificar o diâmetro da torre que irá operar à 1atm e 21oC.

  38. Exemplo (03) 5ª Questão: Uma planta de craqueamento catalítico dá origem a 616.000 f/h (3,6 kg/s) de gás ácido, com 3,5% de H2Sem volume. Este gás deve ser tratado para reduzir o teor de H2Sa 10 ppm, mediante absorção em solução aquosa de DEA @ 2N. Determine o diâmetro e a altura de uma torre recheada com anéis de Pall de 1 1/2”, plásticos, sabendo-se que a vazão de solução de DEA 2N é 219 GPM.(52,6 m3/h) Considerar os hidrocarbonetos e a solução de DEA como inertes. Dados:  características do gás pressão = 151 psig (1,04 MPa) temperatura = 104oF( 40oC) PM = 20,6  solução de DEA 2N densidade = 63,5 lb/ft3(1017 kg/m3) temperatura = 110oF (43oC) viscosidade = 1,3 cp (1,3x10-3kg/ (m.s)) PM = 105 conc. DEA = 210 g/l (210 kg/m3)(20% peso) Sugestão: Devido à baixa concentração de H2S, vamos considerar que a torre irá operar a uma temperatura média de 110oF. Nestas condições, o equilíbrio DEA-H2S é dado na tabela abaixo:

  39. a) Determinação do diâmetro Solução de DEA entrada = 219 . 60 . 8,43 = 110.770 lb/hr Gás saída = 616000/379 . 0,965 . 20,6 = 32310 lb/hr abcissa: da curva, na condição de flooding, ordenada = 0,060 para o recheio considerado, Cf = 32 Adotando-se 40% da razão de flooding, devido à tendência a espumar apresentada por sistemas de aminas, teremos: Gop= 0,40Gf = 2,084 x 103 lb/hr . ft2 então: D = 4’6” Daí, Gop corrigido = 2060 lb/ft2.h

  40. b) Cálculo da altura da torre b.1) Vamos considerar as soluções diluídas. Daí, a equação aplicada é: Para o problema, temos: kG a* = 4,5 lbmol H2S/hr . atm . Ft3 (* KOHL,A.L. e RIESELFELD, F.C., Gas Purification,McGraw Hill, NY, USA, 1960) A composição do líquido é obtida por balanço de material: Mol de H2Sentrando = Mol de MEA entrando =

  41. A estes pontos correspondem, respectivamente, P1* = 0,056 e P2* = 0 atm Daí: P1 = 0,397 - 0,056 = 0,341 atm P2 = 6,83 x 10-5 atm Então:

  42. b.2) Considerando-se apenas a solução gasosa diluída, a altura da torre é calculada pela expressão: Z = NOG . HOG , com Para baixas concentrações na fase líquida, temos: A reta de operação é dada por:

  43. Por integração gráfica obtemos NOG= 9,1  Z = 19,1 ft

  44. Exemplo (04) An acetone-air mixture containing 0.015 mole fraction of acetone has the mole fraction reduced to 1% of this value by counter-current absorption with water in a packed tower. The gas flow rate G is 1 kg/m2s of air and the water entering is 1.6 kg/m2s. Calculate, using the data below: the number of overall transfer units NOG the height of packing required. Equilibrium relation: y* = 1.75x where y* is the mole fraction of acetone in vapour in equilibrium with a mole fraction x in the liquid. The overall coefficient for absorption KGa = 0.06 kmol/m3s (unit mole fraction driving force)-1. molar mass of air = 29 kg/kmol molar mass of water = 18 kg/kmol

  45. Exemplo (04) y1 = 0.015 x2 = 0 y2 = 0.015 ´ 0.01 = 0.00015 x1 = ? G = 1 kg/m2s = (1 ¸ 29) kmol/m2s = 0.0345 kmol/m2s L = 1.6 kg/m2s = (1.6 ¸ 18) kmol/m2s = 0.0889 kmol/m2s Pelo balanço de massa global temos: G(y1 - y2) = L(x1 - x2) 0.0345(0.015 - 0.00015) = 0.0889(x1 - 0) x1 = 0.00576 y*1 = 1.75x1 = 0.0101 y*2 = 1.75x2 = 0 Dy1 = y1 - y*1 = 0.015 - 0.0101 = 0.0049 (topo) Dy2 = y2 - y*2 = 0.00015 (base) lm (y - y*) = (0.0049 - 0.00015) ¸ ln(0.0049 ¸ 0.00015) = 0.00136 NOG = (0.015 - 0.00015) ¸ 0.00136 = 10.92 z = (G/KGa) NOG = (0.0345 ¸ 0.06) 10.92 = 6.28 m • Solução

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