CLAUDIA GÓMEZ GÓMEZ

SUBSECRETARÍA DE EDUCACIÓN SUPERIOR

DIRECCIÓN GENERAL DE EDUCACIÓN SUPERIOR

TECNOLÓGICA

INSTITUTO TECNOLÓGICO DE TUXTLA GUTIÉRREZ

TRABAJO PROFESIONAL

COMO REQUISITO PARA OBTENER EL TITULO DE:

INGENIERA QUÍMICA

QUE PRESENTA:

CLAUDIA GÓMEZ GÓMEZ

CON EL TEMA:

“EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA

IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE CALENTAMIENTO

DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES”

MEDIANTE:

OPCION X

(MEMORIA DE RESIDENCIA PROFESIONAL)

TUXTLA GUTIERREZ, CHIAPAS NOVIEMBRE 2012

AGRADECIMIENTOS

A dios, por haberme permitido llegar hasta donde hoy estoy y por su infinito amor.

A mis padres Aimer y Josefa, por que siempre creyeron en mí, por que nunca me

dejaron sola, por la motivación constante que me ha permitido ser una persona de

bien y sobre todo por su amor.

A mis hermanos Aimer y Miri por que siempre confiaron en mí y que siempre

estuvieron a mi lado.

A mi amor Iber, que durante estos años me dio su apoyo incondicional en todo

momento y nunca me dejo darme por vencida.

A mis amigos que de ellos aprendí mucho, y que juntos con ellos reí, soñé y viví

muchas aventuras.

A mis catedráticos, por su tiempo apoyo y sabiduría que me transmitieron en todo

este tiempo, en especial al Ing. José Luis Escobar Villagrán que me guio en el

desarrollo de este trabajo. A los Ingenieros Ferrer y Wilbert que me apoyaron en

su momento

Hay una fuerza motriz más poderosa que el vapor, la electricidad y la energía

atómica: la voluntad. Albert Einstein.

INDICE

Objetivo general

Objetivo especifico

Resumen

Introducción

CAPITULO I MARCO TERICO

SECADO

1.1 secado ……………………………………………………………………………….1

1.2 la ubicación del secado en la Tecnología de la Ingeniería Química……… … 2

1.2.1 Categorías de materiales a secar…………………………............................. 2

1.2.3 Efectos de un diseño incorrecto……………………………………………….. 3

1.2.4 El ingeniero ante el problema del diseño del proceso…………………......... 3

1.3 Tipos de secadores rotatorios…………………………………………………….. 4

1.3.1 Secadores rotatorios directo……………………………………………………. 5

1.3.2 Partes del secador………………………………………………….................... 6

1.4 Balance de calor y materia en secaderos…………………………………... 7

1.5 Tiempo de secado…………………………………………………………….. 9

1.5.1 Ecuación experimentales para el cálculo del tiempo de

residencia………………………………………….................................... 10

1.6 Pendiente de inclinación y rotación del cilindro…………………………… …. 13

INTERCAMBIADORES DE CALOR

2.1 Calentadores de aire para secadores directos…………………………….. 14

2.2 Intercambiadores de calor…………………………………………………........... 14

2.3 Clasificación de las superficies extendidas……………………………………. 17

2.4 Aletas transversales…………………………………………………………......... 19

2.4.1 intercambiadores con aletas transversales…………………… 19

2.5 Coeficientes de película para aletas transversales………………………........ 22

2.6 Condensación dentro de tubos……………………………………………….…. 25

2.7 Condensación en forma de gota y de película……………………………....... 25

2.8 Superficies horizontales tubulares…………………………………………........ 27

2.8.1 Desarrollo de ecuaciones para cálculos……………………………………... 27

SOPLADORES DE AIRE

3.1 Compresores…………………………………………………………………........ 30

3.2 Compresores centrífugos………………………………………………………… 31

3.3 Carga y caballaje del compresor…………………………………………..……. 35

PURIFICACION DE GASES

4.1 Purificación de gases……………………………………………………………... 35

4.1.1 Purificación de gases…………………………………………………… 35

4.1.2 Arrastre de agua………………………………………………….......... 38

4.1.3 Incineración………………………………………………………………. 36

4.1.4 Carbón activado…………………………………………………………. 39

CAPITULO II CALCULOS DE BALANCE DE MATERIA Y ENERGIA

5.1 Proceso de elaboración de la harina……………………………………………. 42

5.2 Balance de materia y energía del secador………………………………..…… 43

5.2.1 Balance de materia……………………………………….……….......... …….. 45

5.2.2 Calculo de caída de presión…………………………………..………… …….. 61

5.2.3 Calculo de las revoluciones y tiempo de residencia de

secador……………........... ………………………………………………………….... 66

5.2.4 Espesor de los espejos del intercambiador…………………….……………. 68

5.2.5 Calculo del espesor de la pare del cabezal del

intercambiador………………………………………………………………………….. 71

5.2.6 Calculo de la potencia del compresor (soplador centrifugo)……………….. 73

6 Eliminación de olores……………………….……………………………………….. 75

6.1 secado de la torta……………………....……………………………………....... 75

6.2 Adsorción de carbón activado……………….…………………………………… 76

6.3 Capacidad de adsorción del carbón activado en fase vapor………………… 79

6.4 Capacidad de adsorción del carbón……………………………………………. 86

CONCLUSIONES………………………………………………………………………. 88

ANEXOS………………………………………………………………………………… 90

BIBLIOGRAFIA………………………………………………………………………… 98

OBJETIVO GENERAL

Diseñar un sistema de calentamiento de aire indirecto, para un secador rotatorio ya

existente, así como evaluar su funcionamiento con respecto a los requerimientos de la

calidad de la harina de pescado, así como la purificación de emisiones del secador.

OBJETIVO ESPECIFICO

Elegir un modelo matemático, con el cual se haga funcionar el secador de acuerdo

a las necesidades del producto.

Diseñar un sistema de calentamiento.

Proponer un sistema de desodorizacion del aire de salida del secador.

RESUMEN

En el trabajo se presenta la evaluación de un secador rotario ya existente en la empresa

Maya Golden, mediante modelos matemáticos que nos ayudara a calcular el balance de

materia, energía y la velocidad de secado, tamaño de lote de acuerdo a las dimensiones

de este.

INTRODUCCIÓN

El municipio de Catazajá, Chiapas, es un sistema lagunar ha tenido las siguientes

cantidades de pesca en los últimos años 2008 (169,561), 2009 (314,374), 2010(112,165)

y 2011(47,974), la cual ha ido bajando debido a la presencia de una nueva especie

llamada Plecos tomus, ya que por su características físicas ha ido acabando con los

demás peces nativos causándoles grandes perdidas a los pescadores. Debido a esto la

empresa Maya Golden ha implementado un nuevo proyecto; en el cual se le utilizara a

este pescado como materia prima para la realización de harina de pescado, como

suplemento alimenticio para animales.

Dicha empresa ya contaba con algunos equipos, dentro de los cuales un secador rotatorio

incompleto de cual no se cuenta con la información de su funcionamiento, así mismo este

equipo no cuenta con un sistema de calentamiento de aire, razón por la cual se hizo

necesario hacer los Balances de Materia y Energía correspondientes, tomando en cuenta

las características del mismo y diseñar un calentador de aire para el secador que utilizara

vapor como medio de calentamiento. Por otra parte también se necesita plantear un

medio de eliminación de olores ya que al momento de la cocción del pescado este

desprenderá gran cantidad alrededor de la empresa, y posiblemente cause molestias a

los vecinos.

Problemas del secador: Este no cuenta con algún sistema anexo para su óptimo

funcionamiento, ni siquiera el calentador de aire y ventilador; a continuación se da las

características con que cuenta el secador:

Vista transversal

Diámetro del secador: 0.90m

Altura: 3.14m

Longitud: 4.50m

8 elevadores de 2.20m de largo, 0.10m de ancho y espesor 0.05m

DATOS DE MOTOR DEL SECADOR

Trifásico de inducción, alta eficiencia cerrada

Tipo Gp 10 Cp: 5 Kw:3.73

Min-1: 1735 v: 208-230/460 Hz: 60

A: 14.5-13.5/6.7

Armazón 184 T TCVE

Eficiencia nominal n: 87.5%

Eficiencia máxima asoc n min :85.5%

Servicio continuo aislamiento clase F F:S:1.15

A todo lo anterior se propone la utilización de aire calentado en forma indirecta ya que se

trata de un alimento, que consistirá en vapor que pasara a través de un as de tubos

aletados y utilizando como medio de impulsor un ventilador mediante un soplador de aire,

para que este impulse el aire a través del secador, ya que anexo al secador se dispone

con un caldera de vapor de hasta .

A continuación se presenta el marco teórico para el secado, así como los requerimientos

para la realización del Balance de Materia Y Balance de Energía, para que el sistema de

calentamiento de aire tenga el adecuado funcionamiento.

CAPÍTULO I

MARCO TEÓRICO

EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE

CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES

Cap

ítu

lo I

1

SECADO

1.1 SECADO

El término secado implica la transferencia de un líquido procedente de un sólido

húmedo a una fase gaseosa no saturada, es decir la eliminación de humedad por

evaporación de sólidos. Así lo corrobora F. Kneule (1976) cuando señala "el

termino secado para los procesos térmicos, como la operación de eliminación de

sustancias volátiles (humedad) por calentamiento de un sólido" (Pág. 204). Como

se ha indicado, en la mayoría de los casos la principal sustancia volátil es el agua

y es entonces la parte acuosa que se retiene con el concepto de humedad.

El mecanismo del proceso del secado es regido por los principios de transferencia

de masa y calor y consisten en el transporte de masa desde el interior del sólido a

la superficie, la vaporización del líquido, en o cerca de la superficie y el transporte

de vapor hacia la masa gaseosa. Simultáneamente se transfiere calor de la masa

gaseosa a la fase sólida, donde todo o una porción del calor vaporiza el líquido o

se acumula en el sólido como calor sensible. El secador rotatorio (fig. 1) es el más

utilizado en la industria. Ha sido utilizado por muchos años ya que presenta

muchas ventajas; por ejemplo, en capacidades altas y medianas la inversión en

capital es moderada, pueden operar durante años sin problemas de

mantenimiento y su eficiencia térmica es alta (50 a 85% dependiendo del

secador).El secador rotatorio consiste en una coraza cilíndrica sostenida sobre

engranes, de manera que pueda girar sobre su propio eje. Está montado con una

pequeña inclinación respecto a la horizontal, que junto con una Hélice en el

cilindro impulsa a los sólidos alimentados para que fluyan hasta la salida del

cilindro secador. El medio de secado es generalmente aire que se calienta

previamente con combustible, vapor sobrecalentado o en bajas capacidades con

resistencias eléctricas. Su operación es comúnmente de tipo directo, habiendo

secadores de tipo indirecto. Los secadores rotatorios cuentan con aletas en su

interior que sirven para levantar el sólido y esparcirlo en la corriente gaseosa,

mejorando la transferencia de calor.



Cap

ítu

lo I

2

Figura 1

1.2 LA UBICACIÓN DEL SECADO EN LA TECNOLOGIA DE LA INGENIERIA

QUIMICA

El proceso de secado de sólidos es de considerable importancia práctica y

económica en todas las industrias.

De acuerdo con una estimación grosera, la cantidad de gua eliminada en los

secadores de la industria alimenticia y de proceso en Gran Bretaña, es de 10

millones de toneladas por año y la cantidad de combustible empleada equivalente

a mas de 5 millones de tonelada de carbón. La mayor cantidad de material

secado, de un mismo tipo, vendido por las industrias químicas, corresponde a los

fertilizantes nitrogenados sintéticos, incluyendo mezclas.

1.2.1 CATEGORIAS DE MATERIALES A SECAR

En la industria química propiamente dicha encontramos las siguientes categorías

de materiales sólidos con el contenido de agua prefijado:

(a)Sólidos porosos, como trozos de goma sintética

(b)Pastas y sedimentos, como los que provienen de filtros y centrifugas.

(c)Cristales (tanto orgánicos como inorgánicos) y gránulos (comúnmente mezclas)

generalmente mayores a un milímetro.



Cap

ítu

lo I

3

(d)Polvos que fluyen bien, generalmente de tamaño menor que 200µm (micrones)

que pueden incluso fluir bien estando mojados pero producen gran cantidad de

polvo cuando están secos.

(e)Suspensiones que requieren ser secadas sin separación previa del solido

húmedo.

(f)Líquidos, como extractos, emulsiones y algunas soluciones concentradas.

En el secado no siempre es agua el líquido a eliminar; puede ser algún disolvente

volátil, a veces una sustancia inflamable o toxica.

1.2.3 EFECTOS DE UN DISEÑO INCORRECTO

Aunque en la fábrica de productos químicos, el capital y el costo operativo de los

secadores solo representan una pequeña parte del costo total, el buen

funcionamiento de un secador reviste gran importancia porque puede afectar a las

especificaciones del producto terminado desde el punto de vista comercial, como

son las características de fluidez de los polvos, su granulometría, su tendencia a

aglutinarse o trasudar durante el almacenamiento. Un secador demasiado

pequeño puede reducir la producción de toda la planta química; por otra parte, si

el secador elegido sea de inferior calidad, ya sea porque dificulta los procesos

posteriores, o resulta difícil de mezclar con otros sólidos o es inaceptable para los

compradores.

1.2.4 EL INGENIERO ANTE EL PROBLEMA DEL DISEÑO DEL PROCESO

El ingeniero encargado del diseño del proceso es responsable de fabricar un

producto a partir de ciertas materias primas o intermedias semiterminadas, y tiene

la tarea poco envidiable de elegir la forma más económica de secador capaz de

dar la producción requerida de sólidos secos que cumplan con las

especificaciones exigidas con la industria moderna.

Si al analizar los equipos de secado que no han cumplido los requerimientos

previsto, se ha podido comprobar que al fabricante del equipo no se la informado

adecuadamente de todos los números hechos relacionados con el proceso. Esto

ocurre habitualmente por falta de apreciación del parte del ingeniero de diseño de



Cap

ítu

lo I

4

todos los factores relacionados con la elección del equipo de secado y no se debe

a la intención de mantener algún secreto.

1.3 TIPOS DE SECADORES ROTATORIOS

Los secadores rotatorios pueden ser clasificados como directos, indirectos-

directos, indirectos y tipos especiales. Estos nombres se refieren a los métodos de

transmisión de calor, de esta manera lo explica F. Kneule (1976) señalando que:

Calor directo, flujo a contracorriente. Para materiales que pueden calentarse

a temperaturas elevadas, como minerales, arena, piedra caliza, arcillas,

etc., se puede utilizar un gas de combustible como gas de secado. Para

sustancias que no pueden calentarse excesivamente, como ciertos

productos químicos cristalinos como sulfato de amonio y azúcar de caña, se

puede utilizar aire caliente.

Calor directo, flujo a corriente paralela. Los sólidos que pueden secarse con

un gas de combustible sin miedo de contaminarlos, pero que no deben

calentarse a temperaturas muy elevadas por temor a dañarlos (como yeso,

piritas de fierro, y materiales orgánicos como la turba y la alfalfa), deben

secarse en un secador con flujo a corriente paralela.

Calor indirecto, flujo a contracorriente. Para sólidos como pigmentos

blancos y similares, que pueden calentarse a temperaturas elevadas pero

que nunca deben entrar en contacto con el gas, puede utilizarse el secador

indirecto

Directo-indirecto. Estos secadores, más económicos de manejar que los

secadores directos, pueden utilizarse para sólidos que pueden secarse a

altas temperaturas mediante un gas de combustible, en especial cuando los

costos de combustible son altos y cuando se deben eliminar elevados

porcentajes de humedad del solido. en este secador a temperaturas

relativamente altas sin peligro de que se quemen



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lo I

5

1.3.1 SECADORES ROTATORIOS DIRECTO

Son cilindros huecos que giran sobre su eje, por lo general con una ligera

inclinación hacia la salida. Los sólidos granulares húmedos se alimentan por la

parte superior y se mueven por el cilindro a medida que este gira. El calentamiento

se lleva a cabo por contacto directo con gases calientes con flujo de

contracorriente. En algunos casos, el calentamiento es por contacto indirecto a

través de la pared calentada del cilindro. Las partículas granulares se mueven

hacia delante con lentitud y a contracorriente con los gases calientes

Los secadores rotatorios, son los secadores más utilizados en la industria, esto se

debe principalmente a que muchos materiales pueden ser secados a través de

ellos. Estos requieren de poca labor por parte de sus operadores y si se

mantienen de manera apropiada, esencialmente con una buena lubricación,

pueden operar continuamente bajo control automático por largos períodos de

tiempo y con supervisión ocasional.



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lo I

6

1.3.2 PARTES DEL SECADOR

Figura 3

Un secador rotatorio operado bajo presión atmosférica consiste de una carcasa

cilíndrica que gira sobre cojinetes apropiados y, por lo común tiene una leve

inclinación hacia la salida en relación con la horizontal. La longitud de la carcasa

cilíndrica varía entre cuatro y diez veces su diámetro. El diámetro se encuentra

entre 30 cm hasta más de 3 m (figura 3).

Los sólidos húmedos que se introducen por un extremo del cilindro se desplazan a

lo largo de él, debido a la rotación, el efecto de la carga y la pendiente del cilindro.

Los gases que circulan por el cilindro pueden reducir o aumentar la velocidad de

movimiento de los sólidos, según que la circulación del gas sea en contracorriente

o siga una corriente paralela con la circulación de los sólidos (figura 4).



Cap

ítu

lo I

7

Figura 4

1.4 BALANCE DE CALOR Y MATERIA EN SECADEROS

Un secador de rotatorio directo consta esencialmente de una cámara en la que

fluye en contracorriente aire y los sólidos a secar como se muestra a continuación

(figura 5)

1 2

2 1

Figura 5

Los sólidos se introducen a razón de (kg de sólidos secos/h), cuyo contenido en

agua es a una temperatura , abandonando el secadero a una temperatura

con un contenido en agua . La corriente de aire se introduce en el secadero

con un caudal (kg de aire seco/h), a una temperatura con un contenido en

AIRE

Fa, Ta, Wa

QL

SOLIDOS

Fs, Ts, Ws

Q1



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ítu

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8

humedad de (kg de agua/kg de aire seco), mientras que lo abandona a una

temperatura , con una humedad

Al realizar el balance de materia para el agua se obtiene:

Mientras que el balance energético conduce a la expresión:

En la que es el calor añadido al secadero desde cualquier fuente externa, es

el calor perdido, y Hà es la entalpia del aire expresada según la ecuación.

En la que el termino calor húmedo representa la cantidad de calor requerido para

elevar la temperatura de 1kg de aire seco mas el vapor de agua que contiene en

1ºC (Geankoplis, 1983). Para una mezcla aire-vapor de agua. Donde W es la

humedad absoluta, es el calor específico del aire (KJ/Kg de agua-k).

La entalpia de una mezcla vapor-gas se define como la suma de las entalpías del

gas y del vapor que contiene. Para mezclas aire-agua esta relación se puede

expresar como:



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En la que es la temperatura de referencia y es el calor latente del agua a .

El valor de es 2501.4 KJ/Kg de agua usando aire y vapor de agua saturado a

0ºC como punto de referencia.

Por lo tanto

)

En la que es el calor especifico de los solidos, y el correspondiente al agua

que contiene (4.187 KJ/KgK).

1.5 TIEMPO DE SECADO

El tiempo medio de residencia en un secador rotatorio está influenciado

por diversas variables, como las dimensiones de este y características de sólidos.

Una de estas características por lo general, de no tenerse en cuenta estas

correlaciones no se puede estimar el tiempo medio de residencia, es el contenido

de humedad del alimento sólido.

Dentro del secador, ocurren tres principales fenómenos de transporte

simultáneamente que son:

El transporte de sólidos húmedos

Intercambio de calor entre el gas y el sólido

Y el vapor de agua de transferencia de masa de los sólidos al gas

La cantidad total de calor transferida administrada durante el paso de

sólidos a través del secador dependen en gran medida el área superficial y el

tiempo de contacto entre las dos fases (Kelly, 1995).

Por lo tanto, el conocimiento de la distribución del tiempo de residencia de sólidos

es fundamental para resolver el calor y la masa de las ecuaciones diferenciales de

transferencia para describir completamente la temperatura y los perfiles

administrados contenidos a lo largo de la secadora para los sólidos y las fases del

gas.

Numerosas han sido las correlaciones propuestas para la estimación del

tiempo de residencia media de la fase sólida dentro de un secador rotatorio.

Partían desde muy simples correlaciones empíricas para modelos muy complejos.



Cap

ítu

lo I

10

Friedman and Marshall (1949) fueron los primeros en proponer una ecuación

integral que a menudo ha sido utilizada en el diseño de secadores rotatorios. La

ecuación de Friedman y Marshall (1949) se informó ampliamente en un gran

número de documentos, pero a veces erróneamente. Perry et al. (1984) reporto

una correcta versión de esta correlación. Sai et al. (1990) procedió esa nueva

correlación utilizando un enfoque idéntico al utilizado por Friedman y Marshall

El tiempo de residencia del producto en el secador depende del comportamiento

del material y las características mecánicas del secador.

Una estimación del tiempo de residencia de un producto en un secador rotatorio

es dificultosa de obtener debido a la compleja interacción de los siguientes

factores:

Porcentaje de carga.

Número de elevadores.

Diseño de elevadores.

Inclinación del secador desde la base horizontal.

Velocidad de rotación de la carcasa del secador.

Longitud (efectiva) del secador.

Diámetro del secador

Propiedades físicas del material a secar.

Velocidad del aire dentro del secador.

1.5.1 ECUACION EXPERIMENTALES PARA EL CÁLCULO DEL TIEMPO DE

RESIDENCIA

Basado en trabajos experimentales, Williams-Gardner halló una fórmula para

estimar el tiempo de residencia:

Donde

t: Tiempo de residencia, min.

L: Longitud efectiva del secador, pie.

n: Velocidad angular, rpm.



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D: Diámetro de la carcasa, pie.

S: Inclinación de la carcasa, pulg/pie.

v: Velocidad del aire, pie/min.

K, Y: Constantes.

Las constantes K y Y dependen de ciertos características de diseño tales como

número y diseño de los elevadores, tamaño y densidad de partícula, y método de

operación del secador.

Para secadores directos de carcasa sencilla:

Donde se asume de 10 a 15%, en volumen, de elevadores. K tiene un valor de

0.52 a 2.0 cuando se trabaja con flujos en contracorrientes y de 0.2 a 0.17 para

flujos en paralelos.

Friedman y Marshall sugieren la siguiente relación para el tiempo de residencia t en

minutos:

Parámetros típicos de secadores Rotatorios

Diámetro del cilindro 0.3-5 m

Longitud del cilindro 5-90 m

Producto de RPM y diámetro 7-10 (rev/min) x m

Velocidad de los gases 1.5-3 m/s

Inclinación 1 en 40 o 1 en 20

Eficiencia 30 a 55% con vapor

45 a 75% con combustible



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ítu

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12

Donde:

5.05 PDB : Es una constante cuyo valor depende del material a secar.

DP : Promedio ponderado del tamaño de partícula del material, m.

F: Velocidad de alimentación, lb material/h*pie2(área transversal al flujo).

S: Inclinación, pie/pie.

N: Velocidad angular, rpm.

L: Longitud del secador, pie.

D: Diámetro del secador, pie.

G: Velocidad másica de aire, lb/h*pie2.

Para flujos en contracorrientes el signo en la expresión es positivo, y para flujo en

paralelo éste es negativo.

Alternativamente, Seaman y Mitchell recomiendan:

Donde a es una constante del diseño del elevador y b es una constante del

tamaño de partícula. Y es negativo para flujo en contracorriente. De acuerdo

con Saeman y Mitchell el valor de a puede variar entre 2.0 y 3.14. Con elevadores

diseñados para obtener las mejores cascadas, el valor de a se aproxima a 3.0

pero es probable que 2.5 sea un valor más real. El valor de b aplicable a

materiales inorgánicos gruesos es , para materiales finos el valor es

.

En los equipos a contracorriente no debe exceder a la mitad de la pendiente

real; de otra manera se obtendrá un flujo irregular de solidos.

Es habitual que los grandes equipos giren a 3 ó 4 rpm y que los más pequeños lo

hagan a mayor velocidad . La velocidad del aire es de 0.25 a 2.5m/s



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13

Peck y Wasan, derivaron teóricamente una expresión para el tiempo de

residencia. Su expresión es:

Donde la constante C depende del diseño del elevador, K es un coeficiente de

arrastre (partícula a aire) y es el ángulo de inclinación del secador.

Se ha mostrado algunas correlaciones para obtener el tiempo de residencia de un

producto, si bien pueden tener un grado de exactitud aceptable la dificultad de

utilizar cualquier de ellas radica en obtener todos los datos de las variables que

intervienen.

El tiempo de residencia estimado a partir de una prueba experimental fidedigna,

debe primar en casos extremos, bajo contenido de humedad final y alta

temperatura del producto final.

1.6 PENDIENTE DE INCLINACIÓN Y ROTACIÓN DEL CILINDRO

Para predecir el tiempo de retención el cual depende de la rotación del cilindro y

de la pendiente. Se ha encontrado que ampliamente se utiliza la ecuación de

Saeman y Mitchell:

Para lo que se elige una velocidad razonable que tiene como común una velocidad

periférica de la carcasa de 10 a 25m/min. Entonces:

= = rpm



Cap

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14

INTERCAMBIADORES DE CALOR

2.1 CALENTADORES DE AIRE PARA SECADORES DIRECTOS.

Este tipo de calentadores es alimentado con gas o petróleo, su cámara de

combustión es cilíndrica y tiene una longitud aproximada de dos diámetros. Los

productos calientes de la combustión descargan dentro de una cámara de

mezclado donde se mezclan con el resto del total del aire (aire de enfriamiento o

de dilución). Para obtener una combustión completa, de manera que no se

produzca una corriente gaseosa humeante, es necesario utilizar un quemador con

tiro forzado, ya que el de tiro inducido es insuficiente para hacer funcionar los

quemadores de baja presión.

Prácticamente todo el calor liberado en la llama aparece como el calor sensible de

los gases y como las pérdidas de calor por las paredes son comparativamente

pequeñas, la temperatura de la pared esta entre unos 100 a 200ºC por debajo de

la temperatura de la llama. Cuando el quemador trabaja con una baja relación de

exceso de aire, las paredes de éste alcanzarían una temperatura de pared de

aproximadamente 1700ºC y sería necesario usar un material súper refractario, el

cual es muy costoso. Para superar esto se debe operar con un exceso de aire de

un 100%, del cual se admite un 30% en el quemador y el 70% restante por un

anillo de tomas dispuesto alrededor de la cámara de combustión, lo cual

mantendrá la temperatura del material refractario alrededor de los 1400ºC,

teniéndose una temperatura en la llama de aproximadamente entre 1500 y

1600ºC. El uso de un ventilador es suficiente para obtener el exceso deseado.

La cámara de mezclado del aire de dilución debe tener idealmente una longitud

aproximada de 10 a 12 diámetros para asegurar un mezclado satisfactorio. En la

práctica esto no resulta cómodo, pero la introducción de3 una o más curvas de en

ángulo recto o un cortacorrientes anular mejora el mezclado y resulta sencillo de

disponer. Además, la curva actúa como blindaje a la radiación, lo cual es

importante cuando el combustible usado es petróleo, pues la cámara se comporta

como un cuerpo negro a 1500ºC.

2.2 INTERCAMBIADORES DE CALOR

Un intercambiador de calor es un dispositivo diseñado para transferir calor entre

dos medios, que estén separados por una barrera o que se encuentren en



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ítu

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contacto. Son parte esencial de los dispositivos de refrigeración,

acondicionamiento de aire, producción de energía y procesamiento químico.

Cuando a las superficies ordinarias de transferencia de calor se les se le añaden

piezas adicionales de metal, estas últimas extienden la superficie disponible para

transferencia de calor. Mientras que las superficies extendidas aumentan la

transmisión total de calor, su influencia como superficie se trata de una manera

diferente de la simple conducción y convección.

Considere un intercambiador convencional de doble tubo cuya sección transversal

(Figura 6). Suponga que el fluido caliente fluye en el ánulo y el fluido frío en el

tubo interior, ambos en flujo turbulento, y que las temperaturas efectivas sobre la

sección transversal son Tc y tc respectivamente.

Figura 6.Tubo ordinario y tubo aleteado

El calor transferido puede calcularse a partir de la superficie del tubo interior, el

coeficiente del ángulo y la diferencia de temperatura Tc-tw, donde tw es la

temperatura de la superficie exterior del tubo interior. Luego suponga que al tubo

interior se le sueldan aletas de metal como se muestra en la Fig. 6 (b) Puesto que

las aletas de metal se fijan a la superficie del tubo frío, sirven para transferir calor

adicional del fluido caliente al tubo interior. La superficie total disponible para la

transferencia de calor no corresponde ya a la circunferencia exterior del tubo

interior, sino que está aumentada por la superficie adicional en los lados de las

aletas. Si las aletas de metal no reducen el coeficiente de transferencia de calor

convencional en el ánulo por cambio apreciable en las líneas de flujo, se

transferirá más calor del fluido en el ánulo al fluido en el tubo interior.



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ítu

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Figura 7. Algunas formas comerciales de superficies extendidas. a. Aleta longitudinal.

(Griscom-Russell Co ) b. Aletas transversales. (Griscm Russell Co.) c. Aletas

discontinuas. (Babcock and Wilcox Co.) d. Dientes o espigas. (Babcock and Wilcox Co.) e.

Espinas. (Themek Corponztíor.~ (Gardner,Tmnsactions of tke ASME)

A las tiras de metal o piezas que se emplean para extender las superficies de

transferencia de calor se les conoce genéricamente como aletas. Se mostrará, sin

embargo, en el caso de tuberías y tubos, que cada pie cuadrado de superficie

extendida es menos efectivo que un pie cuadrado de superficie estándar o no

extendida.

Refiriéndonos de nuevo a la Fig. 6(b) hay una diferencia de temperatura Tc-tf entre

el fluido del ánulo y la aleta, el calor que fluye por la aleta será conducido por ella

hacia el tubo interior. Para que el calor sea conducido al tubo, tf debe ser mayor

que la temperatura de la pared del tubo tw. Entonces Tc-tf es menor que Tc-tw

Puesto que la diferencia de temperatura efectiva entre el fluido y la aleta es menor

que la del fluido y el tubo, resulta en una menor transferencia de calor por pie

cuadrado de superficie para la aleta que para el tubo. Aún más, la diferencia de

temperatura entre el fluido y la aleta cambia continuamente desde la extremidad a



Cap

ítu

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17

la base debido a la velocidad a la que el calor entra a la aleta por convección y a la

que es transferido a su base por conducción.

Se encontrará que hay dos principios de transferencia de calor fundamentales que

están involucrados en las correlaciones de las aletas:

1. Determinar de la geometría y conductividad de la aleta la naturaleza de la variación de la temperatura.

2. Determinar el coeficiente de transferencia de calor para la combinación de aleta y superficie estándar o no extendida. En el caso de los intercambiadores de doble tubo, por ejemplo, la aleta suprime las corrientes de remolino espiral respecto al ánulo, lo que a su vez, reduce el coeficiente de convección para el ángulo debajo de su valor convencional determinado por la ecuación:

2.3 CLASIFICACIÓN DE LAS SUPERFICIES EXTENDIDAS

Las aletas de ciertos tipos industriales se muestran en la Fig. 7 Las tuberías y

tubos con aletas longitudinales son vendidas por varios fabricantes y consisten de

largas tiras de metal con canales sujetos a la parte exterior del tubo. Estas tiras se

sujetan ya sea por inserción al tubo (Figura 8) o soldándolas continuamente por su

base.

Figura 8. Colocaciones de aletas



Cap

ítu

lo I

18

Cuando se usan canales se sueldan integralmente al tubo (Figura 8b). Este tipo de

aletas longitudinales se usa comúnmente en intercambiadores de doble tubo o en

intercambiadores de tubo y coraza sin deflectores cuando el flujo procede a lo

largo del eje del tubo.

Las aletas longitudinales se emplean más comúnmente en problemas que

involucran gases y líquidos viscosos o cuando debido al reducido flujo de uno de

los medios de transferencia se originan flujos laminares.

Las aletas transversales se fabrican en una gran variedad de tipos y se emplean

principalmente para el enfriamiento y calentamiento de gases en flujo cruzado. Las

aletas helicoidales (Figura 9a) se clasifican como aletas transversales y se sujetan

en varias formas tales como insertos, expandiendo el metal mismo para formar la

aleta o soldando una cinta metálica al tubo en una forma continua.

Figura 9. Aletas trasversales

Las aletas de tipo disco son también del tipo transversal y usualmente se sueldan

al tubo o se sujetan a él mediante contracción, como se muestra en la figura 9b y

c. Para colocar una aleta de disco por contracción a un tubo, el disco, con un

diámetro interior un poco menor que el diámetro exterior del tubo, se calienta

hasta que el diámetro interior excede el diámetro exterior del tubo. Se recorre

luego el tubo hasta su posición, y cuando se enfría, el disco se contrae formando

una unión perfecta con el tubo. Una variación de esta técnica en la figura 9 c



Cap

ítu

lo I

19

emplea una campana la cual lleva un anillo hueco en el que se coloca un metal

caliente. Otros tipos de aletas transversales son conocidas como aletas

discontinuas, y en la Figura 10 se muestran varias formas, tales como las aletas

de tipo estrella.

Figura 10. Aletas discontinuas

Las aletas de tipo espina y tipo diente o espiga, emplean conos, pirámides o

cilindros que se extienden desde la superficie del tubo de manera que se pueden

usar para flujo longitudinal o flujo cruzado. Cada tipo de tubo aleteado tiene sus

propias características y efectividad para la transferencia de calor entre la aleta y

el fluido dentro del tubo, lo que resta de este capítulo trata de la derivación de las

relaciones y aplicaciones de los tipos más comunes. Posiblemente el principal uso

futuro estará localizado en el campo de la energía atómica para recuperación

controlada del calor de fisión, en los intercambiadores para las plantas

comerciales de oxígeno, en la propulsión a chorro y en los ciclos de las turbinas de

gas.

2.4 ALETAS TRANSVERSALES

2.4.1 INTERCAMBIADORES CON ALETAS TRANSVERSALES

Los intercambiadores de aletas transversales en flujo cruzado sólo se usan

cuando los coeficientes de película de los fluidos que pasan sobre ellos son bajos.

Esto se aplica particularmente a gases y aire a presiones bajas y moderadas.

También se dispone de tubos que tienen muchas y muy pequeñas aletas

formadas integralmente a partir del tubo mismo y que se usan en los

intercambiadores convencionales 1-2 con deflectores de flujo lado a lado. Estos



Cap

ítu

lo I

20

pueden ser calculados usando una curva de transferencia de calor para el lado de

la coraza y una curva de eficiencia apropiada. Posiblemente la aplicación más

interesante de las aletas transversales se encuentra en los enfriadores de gases y

aplicaciones de calentamiento de los mismos como en los hornos y calderas

(economizadores), los serpentines para aire acondicionado, condensadores de

vapor enfriados por aire para turbinas y motores de explosión y otros servicios

especiales.

Figura 11. Condensador atmosférico de aletas transversales

Figura 12. Enfriador de gas de aletas transversales (Foster Wheeler Corp.)



Cap

ítu

lo I

21

Una aplicación que está ganando popularidad es el condensador de vapor

enfriado por aire que se muestra en la Figura 11 para localidades que no cuentan

con el adecuado suministro de agua de enfriamiento. El vapor entra a los tubos y

un abanico induce una corriente de aire que circula sobre los tubos aleteados del

aparato. En esta forma es posible lograr una mejor aproximación a la temperatura

atmosférica que la que se lograría con una superficie razonable compuesta

enteramente por tubos lisos.

En la Figura 12 se muestra una planta de un enfriador de gas de alta temperatura

usado en un laboratorio para pruebas de aviación. Con las excepciones ya

indicadas, todos los otros intercambiadores de aletas transversales operan a flujo

cruzado. La verdadera diferencia de temperatura para sistemas que operan en

flujo cruzado, difieren naturalmente de los otros tipos de flujo, excepto cuando un

fluido es isotérmico; entonces todos los sistemas están en verdadero flujo a

contracorriente.

Cuando un gas pasa a ángulos rectos por un haz compuesto de una sola hilera de

tubos en un solo paso, se puede considerar que ambos fluidos no se mezclan. Sin

embargo, no es siempre posible determinar con claridad si ambas corrientes se

mezclan, la definición es algo arbitraria en el caso de haces de tubos de longitudes

cortas y largas. En el estudio inferior, se tratan cuatro posibilidades teóricas de

mezcla, para permitir un estimado del error que resulta de la suposición de uno de

ellos en particular. No se han estudiado todas las posibles diferencias de

temperatura en los flujos cruzados, pero se dispone de las principales

derivaciones.

Las siguientes derivaciones son esencialmente aquellas de Nusselt l2 y Smith, l3 y

las gráficas de las ecuaciones finales están dadas en la forma desarrollada por

Nagle y Bowman, Mueller. Estas derivaciones involucran las suposiciones usuales

excepto las calificadas para la mezcla. Si T se refiere al fluido caliente, t al fluido

frío, y los subíndices 1 y 2 a la entrada y salida respectivamente, es conveniente

definir tres parámetros, como sigue:



Cap

ítu

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22

Por lo tanto se define para contracorriente

Empleando el factor FT para corregir la MLDT a la verdadera diferencia de

temperatura At en el flujo cruzado

Donde At = FT X MLDT. Sin subíndice (r) se refiere al valor verdadero en flujo

cruzado.

Aplicando balances de calor se obtiene:

Donde es función solo de . Sea XY el el área total de los

tubos barrida por el fluido a medida que se mueve hacia abajo en dirección X y el

fluido en los tubos se mueve de izquierda a derecha en la dirección Y.

2.5 COEFICIENTES DE PELÍCULA PARA ALETAS TRANSVERSALES

Casi todos los datos disponibles en escala comercial se han efectuado en base de

aire o gas de combustión. La curva de transferencia de calor empleada aquí ha

sido transformada de los datos de Jameson, que concuerda dentro de límites



Cap

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lo I

23

razonables con los resultados publicados por Tate y Cartinbour para

economizadores. Se ha encontrado que el coeficiente de transferencia de calor no

está influido por el espaciado de las hileras subsiguientes aun cuando casi todos

los datos fueron obtenidos para arreglos triangulares en tresbolillo.

La trayectoria de flujo de calor real en aletas transversales probablemente difiera

algo del arreglo idealizado usado al derivar la eficiencia de la aleta. En los arreglos

triangulares el aire o gas golpea la parte frontal y los lados de las aletas anulares

pero no la parte posterior de las mismas. Como se ha determinado

experimentalmente, h, es realmente sólo un valor promedio. La concentración de

calor en la parte conductora de una aleta anular, posiblemente introduce un

potencial para que el calor fluya alrededor de la aleta metálica, factor que no se ha

tomado en cuenta en la derivación. Las aletas discontinuas tales como estrellas u

otros tipos, dan por lo general coeficientes más altos que las aletas helicoidales o

de disco, y esto puede ser atribuido en parte a la mayor facilidad con la que el gas

penetra los espacios adyacentes a las aletas discontinuas. Debido a que muchas

de las aplicaciones involucran gases, se ha hecho costumbre en la transferencia

de calor mediante superficies extendidas, usar el factor de transferencia de calor

de Colburn j, = (h/cG)( cp/k)s.

A manera de una presentación consistente de los datos de Jameson, éstos han

sido convertidos al factor de transferencia de calor de Sieder-Tate como se

muestra en la Figura 10a con el valor de la corrección para viscosidad Φ tomado

como 1.0 para gases.

Figura 13. Transferencia de calor y caída de presión en aletas transversales (a)

Jamenson, (b) Gunter and Shaw, Transactions of the AME



Cap

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lo I

24

El diámetro equivalente en la correlación de Jameson ha sido definido por:

El perímetro proyectado es la suma de todas las distancias externas en la vista de

planta de un tubo aleteado transversal. La masa velocidad se computa del área

libre de flujo en un banco simple de tubos a ángulos rectos al flujo de gas.

Caída de presión para aletas transversales. A diferencia de los coeficientes de

transferencia de calor, la caída de presión es grandemente influida por el

espaciado de las hileras sucesivas de tubos, su disposición, y el espaciado. Es a

menudo posible en equipo de aletas transversales que los pasos verticales y

transversales en los tubos sean diferentes. De las excelentes correlaciones de que

se dispone para la caída de presión en flujo cruzado se usa aquí la de kunter y

Shaw. l8 Es igualmente satisfactoria para cálculos de flujo cruzado en tubos lisos y

la correlación se basa en aceite, agua y aire. A pesar de que se ha objetado la

amplitud de la correlación, esta da valores relativamente seguros para la caída de

presión. Los números de Reynolds se computan en la base de un diámetro

volumétrico equivalente que refleja la proximidad y el arreglo de las hileras

sucesivas de tubos, y la ecuación de la caída de presión contiene dos factores

adimensionales de configuración. El diámetro volumétrico equivalente está

definido por:

El volumen libre neto es el volumen entre las líneas de centro de dos bancos de

tubos verticales menos los volúmenes de la mitad de los tubos y aletas

comprendidos dentro de las líneas de centro.

El factor de configuración es un grupo adimensional que ordinariamente se pierde

en la derivación pero que puede ser incluido según el criterio del experimentador.

Los factores usados son S, y SL donde ST es el paso en el banco transversal y S,

es la distancia centro a centro al tubo más cercano en el siguiente banco. La caída

de presión es entonces.



Cap

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lo I

25

Donde es la longitud de la trayectoria. En la figura 10(b) se dan los factores de

fricción.

2.6 CONDENSACION DENTRO DE TUBOS

Un fluido puede existir como gas, vapor o líquido. El cambio de líquido a vapor es

vaporización, y el cambio de vapor a líquido es condensación. Las cantidades de

calor involucradas en la condensación o vaporización de una libra de fluido son

idénticas. Para fluidos puros a una presión dada, el cambio de líquido a vapor o de

vapor a líquido ocurre sólo a una temperatura, que es la temperatura de saturación

o de equilibrio. Puesto que los cambios de transferencia de calor vapor-líquido

usualmente ocurren a presión constante o casi constante en la industria, la

vaporización o condensación de un compuesto simple normalmente se efectúa

isotérmicamente.

Cuando un vapor se remueve después de su formación y no se le permiten

contactos posteriores con el líquido, la adición de calor al vapor causa

sobrecalentamiento, durante el cual se comporta como un gas. Si se condensa

una mezcla de vapores en lugar de un vapor puro, a presión constante, en muchos

casos los cambios no tienen lugar isotérmicamente. El tratamiento general de

mezcla de vapores difiere en ciertos aspectos de aquéllos de los compuestos

simples y se estudiarán en el siguiente capítulo con la ayuda de la regla de la fase

de J. Willard Gibbs.

La condensación tiene lugar a muy diferentes velocidades de transferencia de

calor por cualquiera de los dos siguientes y distintos mecanismos físicos que

serán discutidos, en forma de gota y en forma de película. El coeficiente de

película en la condensación está influido por la textura de la superficie en la cual

tiene lugar la condensación y también si la superficie condensante está montada

verticalmente u horizontalmente. A pesar de estas complicaciones aparentes, la

condensación, igual que el flujo laminar, es susceptible de un estudio matemático

directo.

2.7 CONDENSACIÓN EN FORMA DE GOTA Y DE PELÍCULA

Cuando un vapor puro saturado entra en contacto con una superficie fría tal como

un tubo, se condensa y puede formar gotitas en la superficie del tubo. Estas



Cap

ítu

lo I

26

gotitas pueden no exhibir ninguna afinidad por la superficie descubierto en el cual

se puede formar sucesivas gotitas de condensado.

Cuando la condensación ocurre por este mecanismo se llama condensación en

forma de gota. Sin embargo, usualmente puede aparecer una inconfundible

película a medida que el vapor se condensa en el tubo cubriéndolo. Se requiere

vapor adicional para condensarse en la película del condensado en lugar de

hacerlo sobre la pared del tubo directamente. Esta es condensación en forma de

película. Los dos mecanismos son distintos e independientes de la cantidad de

vapor condensante por pie cuadrado de superficie. La condensación en forma de

película no es una transición de la condensación en forma de gota debido a la

rapidez a la cual el condensado se forma sobre el tubo. Debido a la resistencia de

la película de condensado al paso de calor a través de ella, los coeficientes de

transferencia de calor para la condensación por gotas son de cuatro a ocho veces

mayores que para la condensación de película. El vapor de agua es el único vapor

puro conocido que se condensa en forma de gota, y se requieren condiciones

especiales para que esto ocurra.

Afortunadamente, el fenómeno de condensación en forma de película es

susceptible de análisis matemático, y la naturaleza de la condensación en una

superficie fría puede ser considerada como de autodifusión. La presión de

saturación del vapor en el cuerpo del vapor es mayor que la presión de saturación

del condensado frío en contacto con la pared fría. Esta diferencia de presiones

provee el potencial necesario para mover al vapor del cuerpo de éste a mayor

velocidad. Comparada con la pequeña resistencia a la transferencia de calor por

difusión del vapor al condensado, la película del condensado, en la pared fría del

tubo, constituye la resistencia controlante Es la lentitud con la que el calor de

condensación pasa a través de esta película lo que determina el coeficiente de

condensación. La expresión última para una ecuación de los coeficientes de

condensación se puede obtener del análisis dimensional donde el coeficiente

promedio es una función de las propiedades de la película de condensado, k , ρ,

g, µ, y L, , y λ, esta última propiedad es el calor latente de vaporización. Nusselt

derivó teóricamente las correlaciones del mecanismo de condensación en forma

de película, y los resultados que obtuvo están en excelente concordancia con los

experimentos.



Cap

ítu

lo I

27

2.8 SUPERFICIES HORIZONTALES TUBULARES

Considere un cubo de longitud unitaria a un radio r haciendo un ángulo α con la

vertical. El flujo de la masa de vapor a la película de condensado a través del área

r da y con un espesor de película de y’ está dada por la ecuación de conducción.

2.9 DESARROLLO DE ECUACIONES PARA CÁLCULOS.

McAdams encontró, a partir de las correlaciones de datos de varías

investigaciones, que los coeficientes de condensación observados para el vapor

en tubos verticales eran 75% mayores que los coeficientes teóricos calculados

mediante la Ecuación:

Los valores calculados de la ecuación anterior concuerdan, sin embargo, para

condensado en flujo laminar con aquellos valores calculados con la ecuación para

flujo laminar ordinario.

Cuando un líquido desciende verticalmente por la parte exterior de un tubo,

ciertamente su flujo es laminar en la parte superior, donde la acumulación del

condensado es pequeña. Si en el tubo se condensa una cantidad relativamente

grande de vapor, es posible que en algún punto debajo de la parte superior la

película cambie a flujo turbulento. Esto puede ser estimado del diámetro y longitud

del tubo, la viscosidad del condensado y la cantidad que se condense.

Refiriéndonos al tubo como se muestra en la Figura 14



Cap

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Figura 14. Película vertical descendente

El área achurada en la parte exterior del tubo representa la película de

condensado como se vería en cualquier punto mirando hacia abajo. Esto es

similar al flujo en el término de un intercambiador de doble tubo, excepto que la

superficie exterior de la película no está formada por un tubo concéntrico. En el

caso de intercambiador de doble tubo, el diámetro equivalente se tomó como

cuatro veces el radio hidráulico. Luego

Para tubos verticales sea

Siendo la carga por tubo donde es el numero de tubos,

lb/(h)(pie2)



Cap

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/

Llamando a la carga de condensado por pie lineal

lb/(h)(pie lineal)

La ecuación del Re se transforma en

La carga total de calor es

Sustituyéndola

Multiplicando el miembro derecho por

Para tubos horizontales la ecuación se transforma en



Cap

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30

Donde la carga para un tubo horizontal es

Las ecuaciones se obtuvieron para condensación en un sólo tubo. En un haz de

tubos verticales la presencia de uno o más tubos no altera las suposiciones en las

que se basaron las derivaciones. Sin embargo, en los haces con tubos

horizontales se ha encontrado que la salpicadura de los condensados a medida

que éstos gotean en las hileras sucesivas de los tubos, origina que G” sea casi

inversamente proporcional a en lugar de de manera que es preferible usar

un valor ficticio para los tubos horizontales.

lb/(h)(pie lineal)

Dentro de los tubos de un condensador horizontal de un solo paso, cada tubo

condensa una cantidad igual de vapor y no hay cambio en el coeficiente debido a

la salpicadura del condensado de una hilera a otra. Sin embargo, a medida que el

condensado fluye a lo largo de la parte inferior de los tubos, desarrolla una

película de condensado más gruesa con su consiguiente resistencia, que no es la

anticipada en la derivación.

SOPLADORES DE AIRE

3.1 COMPRESORES

Un compresor es una máquina de fluido que está construida para aumentar la

presión y desplazar cierto tipo de fluidos llamados compresibles, tal como lo son

los gases y los vapores. Esto se realiza a través de un intercambio de energía

entre la máquina y el fluido en el cual el trabajo ejercido por el compresor es

transferido a la sustancia que pasa por él convirtiéndose en energía de flujo,

aumentando su presión y energía cinética impulsándola a fluir.

Al igual que las bombas, los compresores también desplazan fluidos, pero a

diferencia de las primeras que son máquinas hidráulicas, éstos son máquinas



Cap

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31

térmicas, ya que su fluido de trabajo es compresible, sufre un cambio apreciable

de densidad y, generalmente, también de temperatura; a diferencia de los

ventiladores y los sopladores, los cuales impulsan fluidos compresibles, pero no

aumentan su presión, densidad o temperatura de manera considerable.

3.2 COMPRESORES CENTRÍFUGOS

En un compresor centrífugo se produce la presión al aumentar la velocidad del gas

que pasa por el impulsor y, luego, al recuperarla en forma controlada para producir

el flujo y presión deseados.

La mayor parte de los impulsores para la IPQ son del tipo de inclinación hacia

atrás o inversa, que permite mejor control porque su curva de rendimiento tiene

mayor pendiente. La velocidad en las puntas de un impulsor convencional suele

ser de 800 a 900 ft/s. Esto significa que el impulsor podrá producir alrededor de

9 500 ft de carga, lo que depende del gas que se comprima.

Si se requieren valores más altos, se emplean compresores de etapas múltiples.

Los gases pesados como el propano, el propileno o freón necesitan una reducción

en la velocidad en las puntas, porque estos gases tienen velocidades sónicas más

bajas, comparadas con el aire. Para ellos, el número de Mach relativo en el lado

del impulsor está limitado a 0.8.

En las industrias de procesos químicos se utilizan compresores de todos los tipos

y tamaños para aire y gases. La selección se basa en los fundamentos de la

termodinámica, y no se debe considerar que sea tan difícil o complicada, que sólo

los fabricantes puedan hacer la elección inicial del compresor para condiciones

dadas del proceso.

Algunas aplicaciones típicas son:

Compresores de aire para servicios e instrumentos en casi cualquier planta. Sopladores sencillos en plantas de recuperación de azufre.

Sopladores grandes en unidades de craqueo catalítico

Compresores de refrigeración de baja temperatura en unidades para etileno, polietileno o p-xileno.



Cap

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lo I

32

Compresores de alta presión para gas de alimentación, reforzadores y para gas recirculado en plantas de hidrocarburos, amoniaco y síntesis de metanol.

Los compresores son del tipo dinámico o de desplazamiento Positivo. Los

dinámicos incluyen centrífugos de flujo radial y axial y, en menor grado, los de

emisión parcial para bajo flujo. Los tipos de desplazamiento positivo son de dos

categorías básicas: reciprocantes y rotatorios. El compresor reciprocante tiene uno

o más cilindros en los cuales hay un pistón o émbolo de movimiento alternativo,

que desplaza un volumen positivo con cada carrera. Los rotatorios incluyen los

tipos de lóbulos, espiral, aspas o paletas y anillo de líquido, cada uno con una

carcasa, con uno o más elementos rotatorios que se acoplan entre sí, como los

lóbulos o las espirales, o desplazan un volumen fijo en cada rotación.

COMPRESORES Y SOPLADORES

Tipos Dinámicos

Centrífugos

Flujo Axial

Tipos de Desplazamiento Positivo

Recíprocantes Rotatorios

Flujo Radial

Dos

lóbulos

Tres

lóbulos

De espiral

seco

Aspas

Anillo de

liquido

Enfriados por aire

Enfriados por

agua

Una etapa

Etapas múltiples

Con turbina de

gas integral

Con turbina de

gas separada

Una etapa

Etapas

múltiples

Modular

Dividido

Horizontal

mente

Etapas

múltiples

Etapas

múltiples con

aspas



Cap

ítu

lo I

33

Condiciones de funcionamiento

Se debe tener cierta información acerca de:

a) Las condiciones de funcionamiento de cualquier compresor b) Las propiedades del aire, gas o mezcla de gases que se va a comprimir

El análisis del gas se suele expresar en porcentaje en volumen. Un análisis molal

se puede convertir con facilidad en un análisis en porcentaje molal para determinar

las propiedades de la mezcla de gases. En los compresores de aire se requiere la

humedad relativa o temperatura determinar la cantidad de humedad que hay en el

aire.

La razón de los calores específicos, k en donde se puede expresar a la

temperatura de succión. Para un cálculo más exacto, k debe estar a la

temperatura promedio durante el ciclo de compresión.

Los factores de compresibilidad, que indican la desviación con respecto a un gas

ideal, se dan o calculan en las condiciones de succión y de descarga. Para el aire

o para un gas puro hay disponibles gráficas de factores de compresibilidad, como

funciones de la presión y temperatura reales. Si no se cuenta con esas gráficas

para gases mezclados se acostumbra utilizar las tablas generales de

compresibilidad que requieren calcular la presión reducida, Pr y la temperatura

reducida, Tr. Estos términos se definen mediante P, = P/Pc y Tr =T/T en donde P,

T, son la presión y temperatura reducidas, P y T son presión psia, y temperatura

ºR, en las condiciones reales de funcionamiento; Pc y Tc son la presión crítica,

psia, y la temperatura crítica, ºR, de la mezcla. Para demostrar las diversas

relaciones, se examinará el procedimiento para una mezcla de gases.

Las presiones y temperaturas se deben dar en las condiciones de succión, y la

presión en las condiciones de descarga, incluso la presión de cualquier carga

lateral o requisito intermedio en el ciclo total de compresión. No se da la

temperatura de descarga, sino que se calcula para incluir los efectos del aumento

de temperatura durante la compresión. Las presiones, por lo general, se expresan

en lb/in2 manométricas (psia) o en lb/in’ absolutas (psia).

Las capacidades se pueden expresar en diversas formas:

Flujo en peso, W, lb/h o lb/min

Gasto, referido a las condiciones estándar, que suele ser 14.7 y 60’F en las industrias de procesos químicos, expresado como



Cap

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lo I

34

PCME: pies cúbicos estándar por minuto

PCHE: pies cúbicos estándar por hora

MMPCDE: millones de pies cúbicos estándar por día de 24 horas

El gasto, en relación con las condiciones en la succión que se suele expresar como: PCMS, ft3/min o ft3/s

Q o Q, ft3/min, o ft3/s.

No importa la forma en que se exprese la capacidad, pues hay que

convertirla a la capacidad en las condiciones de succión para seleccionar el

compresor del tamaño correcto. Esta conversión se puede hacer con el empleo de

cualquiera de las siguientes relaciones, o todas ellas:

En donde Ves el volumen, P es la presión absoluta, T es la temperatura absoluta y

z es el factor de compresibilidad.

En la ecuación anterior se puede suponer que el factor de compresibilidad, z1 es

de 1.0 si P, y T, están a las condiciones estándar de 14.7 psia y 520ºR.

En donde W el flujo, lb/min, es el volumen específico, ft3/lb, y es la densidad,

lb/ft3. El volumen específico, se puede calcular con:

En donde es el peso molecular.



Cap

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35

3.3 CARGA Y CABALLAJE DEL COMPRESOR

Ciertos tipos de compresores funcionan muy cerca de las condiciones adiabáticas;

muchos otros tienen desviaciones importantes de las adiabáticas, y el ciclo de

compresión se debe considerar como politrópico. En este caso, las relaciones

necesarias son:

En donde es el caballaje politrópico para el gas, hp, W es el flujo en

peso, lb/min, es la carga politrópica, (ft-lb)/lb; es la eficiencia politrópica

son los factores de compresibilidad para las condiciones de succión y de

descarga, es el peso molecular, es la temperatura de succión, ºR, y rc es la

relación de compresión.

El valor de la cantidad en las diversas relaciones politrópicas se obtiene con

PURIFICACION DE GASES

4.1 PURIFICACION DE GASES

Además de la contaminación atmosférica derivada de la reducción anaeróbica de

los residuos líquidos, los procesos liberan cantidades importantes de gases,

vapores y partículas finas que salen al aire. Los principales problemas se

presentan en los pozos de almacenamiento y durante el cocimiento, secado y

envasado. La materia prima puede entrar en descomposición con mucha facilidad.



Cap

ítu

lo I

36

El cocimiento del pescado, se hace normalmente por inyección de vapor en

estanques alargados a los que la materia prima es transportada mediante un

sistema de tornillo sin fin. Los cocedores nunca son herméticos y por sus diversas

aberturas se escapa una importante cantidad de materias volátiles.

Cuando el pescado es fresco los olores molestan solo por su persistencia e

intensidad. Los cocedores deben estar dotados de un sistema de ventilación local

que permite capturar estos gases para su posterior tratamiento.

En el secado, los gases calientes recorren el horno evaporando de 80 a 90% de la

humedad total. Aunque la materia prima húmeda no entra fácilmente en

combustión, es imposible evitar que las partículas mas finas sean arrastradas por

la turbulencia producida por los gases caliente. Se produce el secado inmediato de

parte de este polvo fino, que se quema produciendo el olor fuerte típico de la

proteína en combustión. Por otra parte los gases de secado y la humedad

arrastran las materias volátiles, de olor a veces muy desagradable. Se produce

una masa importante de gases cargados de humedad y sustancias de olor fuerte,

fácilmente perceptibles aun en diluciones de 1000 a 2000 veces. Su disolución

mediante chimeneas normalmente es insuficiente para evitar molestias a la

comunidad, en especial cuando las industrias están mal ubicadas en relación a los

vientos dominantes, cuando estos soplan desde las direcciones menos

convenientes, o cuando hay una importante concentración de industrias. Resulta

indispensable por eso someter estos efluentes a un proceso de tratamiento antes

de su emisión a la atmosfera.

Cada tonelada de harina de pescado produce cerca de 10000 de efluente del

secador. Considerando la concentración de material odorífero que estos contienen

serán capaces de ser percibidos aun si se diluyen en una masa de 20 000 000 de

de aire. Una planta de tamaño relativamente pequeño, capaz de producir 5

ton/h, puede contaminar un volumen de 100 millones de de aire por hora. Una

acumulación de varias plantas puede significar un problema serio para un sector

importante de la ciudad en la cual están ubicadas.

En cualquiera de los casos es necesario aplicar alguna forma de desodorizacion si

se quiere evitar problemas a la comunidad. Las más habitualmente utilizadas son:

Enmascaramiento

Arrastre de agua y tratamiento químico

Incineración

Carbón activado



Cap

ítu

lo I

37

4.1.1 ENMASCARAMIENTO

El enmascaramiento de los malos olores consiste en mezclar estos con otros

olores agradables que los disimulan. Se basa en primer lugar en incrementar la

polución del aire y las molestias pues, incluso un olor agradable puede resultar

molesto si lo que se prefiere es simplemente aire fresco. Y en segundo lugar, la

densidad gaseosa del olor enmascarante y la de la harina de pescado se separan

de todas formas a una determinada distancia por lo que puede suceder que, de

dos observadores, uno de ellos detecte primero el olor y el otro el de la harina de

pescado, pero en cualquier caso ambos percibirán una sensación molesta.

4.1.2 ARASTRE CON AGUA

Permite una reducción considerable del olor eliminando las sustancias solubles

con la misma. Este sistema no supone una solución completa del problema, ya

que lo único q hace es trasladar las sustancias olorosas del aire al efluente, pero

sin embargo, puede resultar aceptable si el suministro de agua es abundante. Esta

manipulación resulta muy útil aun en aquellos casos en los que posteriormente se

realiza un tratamiento desodorizante.

Para este tipo de tratamientos suele resultar suficiente una simple torre de arrastre

por la que el aire efluente que discurre en sentido ascendente se halla sometido a

una ducha continua en forma de cascada. Con esta operación se trata de

conseguir un intimo contacto entre el aire y el agua por lo que este tipo de torres

suelen contener anillos de cerámica, chapas de fibrocemento onduladas o

aspersores.

El agua de mar, si se dispone de ella, resulta perfectamente adecuada para este

propósito, pero si no se dispone de abundante suministro de agua, o no se

considera conveniente su polución, puede utilizarse un sistema indirecto,

consistente en enfriar la masa de aire efluente por contacto con una serie

serpentines enfriados por agua. El enfriamiento condensa el agua que este aire

contiene, arrastrando en la condensación alguna de las sustancias disueltas. Si es

preciso, el agua de los serpentines, puede reenfriarse en una torre de

enfriamiento, lo que permite su utilización en circuito cerrado.

Los otros métodos de purificación del aire efluente se basan en el intento de

oxidación de las moléculas orgánicas responsables del olor, para transformarlas

así en sustancias inodoras, tales como el anhídrido carbónico.



Cap

ítu

lo I

38

El tratamiento químico constituye también, básicamente, en un sistema de

purificación por lavado en que los oxidantes químicos, como el hipoclorito sódico,

o el permanganato potásico, o el ozono, disueltos en el agua, ejercen un efecto

oxidante (o de otra naturaleza) además del efecto de lavado ejercido por el agua

misma. Este tipo de tratamientos puede resultar muy eficaz pero el coste de los

productos químicos empleados puede resultar muy elevado y por otra parte el

propio proceso esta todavía en fase de perfeccionamiento. Además la utilización

de este sistema incrementa la polución del agua.

4.1.3 INCINERACION

Consiste en someter el aire efluente a una temperatura de 700-800ºC durante

unos segundos. Este sistema es, sin duda, el más eficaz de todos si se realiza

adecuadamente, pero el calentamiento de aire resulta caro. En los

deshidratadores indirectos suele ser conveniente desviar el aire efluente

mezclándolo con un chorro de vapor del empleado en el calentamiento de la

caldera de cocción. Las calderas no están diseñadas para este propósito pero la

experiencia demuestra que funciona correctamente siempre que el volumen de

aire a tratar no sea excesivamente elevado. De todas formas, no se dispone de

una experiencia a largo plazo a este respecto, por lo que es posible que,

utilizándola en estas condiciones, se reduzca ligeramente su vida útil por causa de

una mayor corrosión. No obstante, a pesar de ello, este defecto puede

considerarse perfectamente aceptable a la vista del gasto que requiera la

instalación y el mantenimiento de un sistema de incineración.

La instalación de un incinerador es una inversión importante pero puede resultar

necesaria: cuando no resulta conveniente la instalación de generadores de vapor,

o cuando es preciso tratar el aire de la fábrica.

La elección del método adecuado de tratamiento del aire efluente constituye un

problema diferente en cada fábrica y depende de parte del tipo de materia prima

empleada, del tipo de deshidratador, de su proximidad a zonas habitadas, de la

disponibilidad del agua para arrastre, del consumo de combustibles, etc. A primera

vista cabria pensar que las fabricas próximas a zonas residenciales o áreas

industriales son las que sufren con mayor intensidad estos problemas pero la

experiencia demuestra que las instaladas zonas alejadas tienen a veces mayores

dificultades, ya que el aire en el campo, es de mayor pureza y la polución se

advierte con mayor facilidad. Probablemente la mejor solución consista en utilizar

la menor cantidad de aire posible, y arrastrar con el agua parte de las sustancias



Cap

ítu

lo I

39

olorosas eliminando en el resto en la caldera, por incineración. La utilización de

una torre de enfriamiento y de intercambiadores de calor reduce al mínimo la

utilización de agua y su polución. Estas precauciones, conjuntamente con la

correcta observancia de medidas de limpieza en la fabrica y, lo que es mas

importante, la calidad de la materia prima, permite reducir al mínimo los problemas

derivados de los malos olores.

4.1.4 CARBON ACTIVADO

Los filtros con carbón activado se utilizan generalmente en la purificación de aire,

agua y gases, para quitar vapores de aceite, sabores, olores y otros hidrocarburos

del aire y de gases comprimidos. Los diseños más comunes utilizan filtros de una

o de dos etapas, donde el carbón activado se introduce como medio filtrante.

También tiene uso para purificación del agua de lluvias en zonas donde esta es

usada para usos domésticos. Existen filtros de carbón activado a los que se les

agrega plata para que no se desarrollen bacterias en él, circunstancia no verifica

de manera independiente. Además de que se corre el riesgo de que la misma

plata contamine el agua.

Los filtros con partículas más pequeñas de carbón activado tienen generalmente

una mejor tasa de absorción. Por otro lado, la acidez y temperatura del agua a

filtrar influyen en el desempeño del filtro de carbón activado. A mayor acidez y

menor temperatura del agua, el desempeño de los filtros de carbón activado

mejora. El asbesto no puede ser eliminado del agua a través de un filtro de carbón

activado.



CAPITULO II

CÁLCULOS DE

BALANCE DE MATERIA

Y ENERGÍA



Cap

ítu

lo II

42

5.1 PROCESO DE ELABORACION DE HARIA DE PESCADO

Capacidad máxima de operación: 30 ton/día

El pescado se ingresará inmediatamente al proceso al momento de su

recepción, para evitar su almacenamiento, procurando con ello la posible

descomposición del mismo.

La planta está contemplada para su operación los 12 meses del año.

La jornada de trabajo está estimada para 8 horas cada día.

El proceso de producción será semicontinuo, ya que unos equipos

trabajarán de manera continua, mientras que otros lo harán por cargas, es

decir, por lotes

El proceso se realiza como se muestra a continuación:



Cap

ítu

lo II

43

En la siguiente tabla esta representado el balance de materia estimado de acuerdo

a la capacidad máxima de producción mostrada anteriormente, para una base de

cálculo de 30 ton/día, lo equivalente a 4285 kg/hr.

5.2 BALANCE DE MATERIA Y ENERGIA DEL SECADOR

Características del secador a evaluar:



Cap

ítu

lo II

44

Vista transversal

Diámetro del secador: 0.90m

Altura: 3.14m



Cap

ítu

lo II

45

Longitud: 4.50m

8 elevadores de 2.20m de largo, 0.10m de ancho y espesor 0.05m

El cual no cuenta con un sistema de calentamiento, ángulo de elevación del

secador, tiempo de secado, balance de materia y energía y sistema de

calentamiento.

DATOS DEL MOTOR

Trifásico de inducción, alta eficiencia cerrada

Tipo Gp 10 Cp: 5 Kw:3.73

Min-1: 1735 v: 208-230/460 Hz: 60

A: 14.5-13.5/6.7

Armazón 184 T TCVE

Eficiencia nominal n: 87.5%

Eficiencia máxima asoc n min :85.5%

Servicio continuo aislamiento clase F F:S:1.15

Bajo las condiciones anteriores en las que se encontraba el secador se realizaron

los siguientes cálculos:

5.2.1 BALANCE DE MATERIA

CANTIDAD DE ENTRADA AL SECADOR PROVENIENTE DE LAS 3

CORRIENTES

Evaporador = 394.88 kg/h

Prensado = 1371.42 kg/hr

Decantado = 128.57 kg/hr



Cap

ítu

lo II

46

COMPOSICION HARINA ENTRADA COMPOSICION HARINA SALIDA

Sólidos = 0.4071 Sólidos = 0.8481

Agua = 0.5657 Agua = 0.0952

Aceite = 0.0271 Aceite = 0.05665

NOMENCLATURA Y DATOS



Cap

ítu

lo II

47

ECUACION EMPIRICA PARA CALCULAR EL CALOR ESPECÍFICO DE LA

HARINA A LA ENTRADA

ECUACION EMPIRICA PARA CALCULAR EL CALOR ESPECÍFICO DE LA

HARINA A LA ENTRADA

ENTALPIA DEL PESCADO A LA ENTRADA

ENTALPIA DEL PESCADO A LA SALIDA



Cap

ítu

lo II

48

CALCULANDO LA ENTALPIA DEL AIRE

AIRE ENTRADA

Cm1 = Cpa1 + (Wa1 * Cpw)

Cm1 = calor especifico del aire a la entrada

Cm1 = 0.25 + (0.018 * 0.47 )

Cm1 = 0.25846

AIRE SALIDA

Cm2 = Cpa1 + (Wa1 * Cpw)

Cm2 = 0.25 + (0.051 * 0.47 )

Cm2 = 0.27397

ENTRADA

Ha1 = Cm1 (Ta1 – T0) + Wa1 * λ

Ha1 = 0.25846 ( 120°C – 0°C) + (0.018 * 596.97 )



Cap

ítu

lo II

49

SALIDA

Ha2 = Cm2 (Ta2 – T0) + Wa2 * λ

Ha2 = 0.27397 ( 45°C – 0°C) + (0.051 * 596.97 )

CALCULANDO EL FLUJO DE AIRE

CALCULANDO



Cap

ítu

lo II

50

DISEÑO TERMICO DEL INTERCAMBIADOR

Se propone trabajar con vapor saturado a 150°C

Calculando Pabs

Pabs= 70 Pman= 55.3

Pabs= 4.925 Pman= 3.89

BALANCE DE ENERGIA

Despejando

VAPOR (M, Hv)

Tv1= 150°C = 302°F

Condensado (M, Hc)

Tc= 150°C = 302°F

Aire a la entrada (Fa, Ha2)

Ta1=25°C = 77°C

Aire a la salida (Fa, Ha2)

Ta2= 120°C =248°F



Cap

ítu

lo II

51

=

596.97

Sustituyendo los datos en

( )

= 272.4700

Los datos serán los mismos que el B.M.E del secador

Calculando la Carga térmica

= 247343.8843



Cap

ítu

lo II

52

FLUIDO FRIO

(aire)

FLUIDO

CALIENTE (vapor)

ΔT

TEMPERATURA

ALTA

54°F

TEMPERATURA

BAJA

225°F

CALCULANDO EL ARE CON ECUACION DE TRANSFERENCIA DE CALOR

Ud= 50

Proponiendo una Ud de 15

DATOS DE LOS TUBOS



Cap

ítu

lo II

53

DATOS DE LA ALETA ANULAR

CALCULANDO EL AREA DE LA ALETA POR CADA PIE LINEAL (AA)

AREA DEL TUBO SIN ALETAS POR CADA PIE LINEAL (At)



Cap

ítu

lo II

54

AREA DEL TUBO POR CADA PIE LINEAL ( )

AREA TOTAL DE TRANSFERENCIA DE UN TUBO PARA SU LONGITUD

CALCULANDO EL NUMERO DE TUBOS ( )

DISEÑO PARA EL BANCO DE TUBOS

Banco de tubos de 5x7 Nt por cada banco = 5

(7 bancos con 5 tubos cada uno, alternados de acuerdo al arreglo triangular)



Cap

ítu

lo II

55

AREA LIBRE DE UN TUBO LISO

PERIMETRO PROYECTADO (

DIAMETRO EQUIVALENTE



Cap

ítu

lo II

56

=

AREA TOTAL DEL FLUJO DEL CAMBIADOR

FLUIDO FRIO (AIRE LADO

EXTERIOR)

FLUIDO CALIENTE (VAPOR INTERIOR

DE TUBOS)

Flujo de masa

=

=

Temperatura promedio del aire

Calculando el coeficiente de película de

condensación del vapor

h' = 0.729 ((〖𝑘𝑙〗^3. ρ𝑙(ρ𝑙−ρ𝑔) . 𝜆^∗. 𝑔

)/(𝜇𝑙. 𝐷𝑜 . 𝛥𝑡))^(1/4)



Cap

ítu

lo II

57

Conductividad del aire, a

Calor especifico del aire, a

Viscosidad dinámica del aire, a

Reynolds

Calculando de la fig del anexo 3

Coeficiente individual de

transferencia del lado del aire

Proponiendo un factor de obstrucción, ,

(Agua destilada)



Cap

ítu

lo II

58

Proponiendo un factor de obstrucción

(agua tratada)

Eficiencia de las aletas. Cuando no

hay factor de obstrucción, reemplace

por , de la figura 16.13ª

Espesor de la aleta a la mitad

Para calcular la eficiencia, se

calculara el siguiente término

adimensional:

Coeficiente individual de transferencia de

lado del vapor

Conductividad del material de las aletas



Cap

ítu

lo II

59

Sustituyendo



Cap

ítu

lo II

60

Por lo tanto el

Utilizando los coeficientes puntuales del aire y de película del vapor (sin factor de

obstrucción)



Cap

ítu

lo II

61

Utilizando los coeficientes puntuales del aire y de película del vapor (con factor

de obstrucción)

5.2.2 CALCULO DE LA CAIDA DE PRESION DEL AIRE (con ecuaciones del

Kern)



Cap

ítu

lo II

62



Cap

ítu

lo II

63

en función del Reynolds

Por lo tanto de la figura 16.18b

Aproximado=



Cap

ítu

lo II

64

Sustituyendo datos

Método del Yunus Cengel

Calculando



Cap

ítu

lo II

65

Calculando

Leyendo f



Cap

ítu

lo II

66

Calculando

5.2.3 CALCULO DE LAS REVOLUCIONES Y TIEMPO DE RESIDENCIA DEL

SECADOR

Ecuacion de William-Gardern, para secadores directos con carcaza sencilla

K= Velocidad del aire

L= Longitud efectiva del secador

N= Velocidad angular

D= Diámetro de la carcasa

S= Inclinación de la carcasa

T= Tiempo de residencia

CALCULANDO FLUJO DE AIRE

Flujo volumétrico



Cap

ítu

lo II

67

Realizando iteraciones

Suponiendo Tiempo de 1hr

Calculando la Velocidad del aire

Calculando el tiempo y proponiendo revolución



Cap

ítu

lo II

68

5.2.4 ESPESOR DE LOS ESPEJOS DEL INTERCAMBIADOR

Los espejos constituyen un elemento importante dentro de un intercambiador de

calor, por tal motivo, su cálculo debe efectuarse tomando en consideración cada

uno de los factores que puedan afectarlo tales como ranuras, corrosión,

recubrimientos, etc.

Aunque el diseño de los espejos es sumamente complejo, en el presente trabajo

se presentan las formulas para calcular espesores de espejos fijos pues es

nuestro caso.

El diseño se realiza bajo las normas TEMA, el cual dice que por ningún motivo el

espesor de los espejos debe ser al menos del diámetro exterior de los tubos.

Existen dos formas del cálculo de espesor calculado por esfuerzo cortante.

Siempre y cuando se establezca la siguiente relación:

En todo caso que no se cumpla, se calculara con esfuerzo por flexión, con la

siguiente ecuación:



Cap

ítu

lo II

69

Calculando el Esfuerzo constante

Como no se cumple el criterio establecido se opta por la ecuación de Esfuerzo por

flexión:



Cap

ítu

lo II

70

Calculado a F de la siguiente tabla:

Calculando



Cap

ítu

lo II

71

Mas el 10% de defecto de construcción

La tabla siguiente muestra los valores mínimos de grosor que han de tener las

placas tubulares. Hemos de aprobar que el valor que de obtener es igual o

superior al que muestra esta tabla para darlo como correcto:

5.2.5 CALCULO PARA EL ESPESOR DE LA PARED DEL CABEZAL DEL

INTERCAMBIADOR

Presión interna

Esfera y cabeza hemisférica



Cap

ítu

lo II

72

Calculando el espesor de la pared

Agregar por margen de corrosión

Presión interna

Cabeza elipsoidal 2:1



Cap

ítu

lo II

73

Agregando por margen de corrosión

5.2.6 CÁLCULO DE LA POTENCIA DEL COMPRESOR (soplador centrifugo)

Modelo isentropico



Cap

ítu

lo II

74



Cap

ítu

lo II

75

ELIMINACION DE OLORES

6.1 SECADO DE LA TORTA

La Torta de Prensa llega al secador con un 35-45 % de agua, y tras el secado

debe contener un máximo del 12 % (máximo comercial de humedad) para que la

futura harina no fermente.

Se pueden producir olores molestos debidos a la descomposición de la materia

orgánica producidos durante la fase de acopio y almacenamiento de la materia

prima, así como en la fase de cocción-prensado.

El pescado, y sobre todo sus subproductos, se alteran con facilidad produciendo

infinidad de sustancias volátiles que comunican el olor característico del pescado

alterado. Este problema se acrecienta con las elevadas temperaturas del verano,

periodo que corresponde además al de mayor volumen de producción por la

disponibilidad de materia prima. De todas las sustancias volátiles, la trimetilamina

es la sustancia que mayores problemas de olores presenta. Esta sustancia

proviene de la reducción (microbiana, enzimática, etc) de su óxido, que es un

componente natural exógeno y variable de la alimentación de todo pescado. Es

gaseoso, incoloro, de olor penetrante y desagradable, con una densidad entre



Cap

ítu

lo II

76

0,00067 kg/m3; 0,67 g/cm3, masa molar de 59,11 g/mol, punto de fusión de 155,35

K (-118 °C) y un punto de ebullición 276,02 K (3 °C)

6.2 ADSORCIÓN EN CARBÓN ACTIVO

Las operaciones de adsorción explotan la capacidad especial de ciertos sólidos

para hacer que sustancias específicas de una solución se concentren en la

superficie de la misma. De esta forma, pueden separarse unos de otros los

componentes de Soluciones gaseosas o líquidas.

La adsorción se utiliza para deshumidificar aire y otros gases, para eliminar olores

e impurezas desagradables de gases industriales como dióxido de carbono.

Tipos de adsorción

Se debe distinguir para principiar entre dos tipos de fenómenos de adsorción:

Físicos y Químicos. La adsorción física o adsorción de “van der Waals”, es el

resultado de las fuerzas intermoleculares de atracción entre las moléculas del

sólido y la sustancia adsorbida. Por ejemplo, cuando las fuerzas atractivas

intermoleculares entre un sólido y un gas son mayores que las existentes entre

moléculas del gas mismo, el gas se condensará sobre la superficie del sólido,

aunque su presión sea menor que la presión de vapor que corresponde a la

temperatura predominante. Cuando ocurra esta condensación, se desprenderá

cierta cantidad de calor, que generalmente será algo mayor que el calor latente de

evaporación y parecida al calor de sublimación del gas. La sustancia adsorbida no

penetra dentro de la red cristalina ni se disuelve en ella, sino que permanece

totalmente sobre la superficie. Sin embargo, si el sólido es muy poroso y contiene

muchos pequeños capilares, la sustancia adsorbida penetrara en estos intersticios

si es que la sustancia humedece al sólido. La presión de vapor en el equilibrio de

una superficie líquida, cóncava y de radio de curvatura muy pequeño, es menor

que la presión de una gran superficie plana; la extensión de la adsorción aumenta

por consecuencia. En cualquier caso, la presión parcial de la sustancia adsorbida

es igual, en el equilibrio, a la presión de la fase gaseosa en contacto;

disminuyendo la presión de la fase gaseosa o aumentando la temperatura, el gas

adsorbido se elimina fácilmente o se desorbe en forma invariable. Las operaciones

industriales de adsorción, del tipo que se va a considerar, dependen de su



Cap

ítu

lo II

77

reversibilidad para recuperar el adsorbente (que se vuelve a utilizar), para la

recuperación de la sustancia adsorbida o para el fraccionamiento de mezclas.

La adsorción reversible no se concreta a los gases, también se observa en el caso

de líquidos. Quimisorción, o adsorción activada, es el resultado de la interacción

química entre el sólido y la sustancia adsorbida. La fuerza de la unión química

puede variar considerablemente y puede suceder que no se formen compuestos:

químicos en el sentido usual; empero, la fuerza de adhesión es generalmente

mucho mayor que la observada en la adsorción física.

Naturaleza de los adsorbentes

Los sólidos adsorbentes por lo general se utilizan en forma granular; varían de

tamaño desde aproximadamente 12 mm de diámetro hasta granos tan pequeños

de 50µ. Los sólidos deben poseer ciertas propiedades relativas a la Ingenieria,

según la aplicación que se les vaya a dar. Si se utilizan en un lecho fijo a través

del cual va a fluir un líquido o un gas, por ejemplo, no deben ofrecer una caída de

presión del flujo muy grande, ni deben ser arrastrados con facilidad por la corriente

que fluyen. Deben tener adecuada consistencia para que no se reduzca su

tamaño al ser manejados o para que no se rompan al soportar su propio peso en

lechos del espesor requerido. Si se van a sacar y meter con frecuencia de los

recipientes que los contienen, deben fluir libremente. Estas son propiedades

fácilmente reconocibles.

FUNCIONAMIENTO

Los gases con a tratar se introducen por la parte

inferior de una columna rellena de carbón activo. Los

gases circulan por el interior de la columna, en

contacto con el carbón activo que actúa de filtro

donde se quedan adsorbidos contaminantes

presentes en el gas, finalmente el gas limpio se

expulsan al exterior por un conducto situado en la

parte superior de la columna.

En la corriente de salida se puede instalar un

detector para asegurar el buen funcionamiento de la

columna y detectar cuando es necesaria una



Cap

ítu

lo II

78

regeneración del carbón activo.

Debido a la gran superficie porosa del carbón activo, el tiempo de vida del material

es elevado. Sin embargo, cuando se presenta una disminución notable de la

capacidad de adsorción de los productos contaminantes es necesaria una

regeneración del carbón activo.

La regeneración del carbón activo se realiza mediante la pirolisis del material a

800 ºC en una atmósfera controlada para evitar la ignición del carbón. Sin

embargo, siempre se producen pequeñas pérdidas de carbón activo que deben

ser restituidas. Una vez el proceso de regeneración ha terminado, el carbón activo

puede ser reutilizado en el proceso sin pérdida de eficacia.

El equilibrio de adsorción tan favorable obtenido con una buena calidad de carbón

para los vapores de este tipo permite la recuperación básicamente completa del

vapor, 99 a 99.8%, a partir de mezclas gaseosas que contienen muy poca

cantidad, como 0.5 a 0.05% del vapor en volumen. Las mezclas aire-vapor de

concentración muy por debajo de los límites explosivos pueden manejarse de esta

forma. En muchas plantas de adsorción es necesario operar con una pequeña

caída de presión a través del lecho de adsorbente, con el fin de mantener bajos

los costos de potencia. Por lo tanto, se utilizan adsorbentes granulares y no en

polvo; las profundidades de los lechos son relativamente pequeñas (0.3 a 1 m) y

de sección transversal grande.

La velocidad superficial del gas puede encontrarse en el rango de 0.25 a 0.6 m/s y

que el tiempo de contacto en cama vacía sea superior a 0.1 segundos

Factores que influyen en la adsorción de compuestos presentes en el aire

El tipo de compuesto que desea ser eliminado: en general los compuestos de alto peso molecular, baja presión de vapor/alto punto de ebullición y alto índice de refracción son mejor adsorbidos.

La concentración: cuanto mayor sea la concentración, mayor será el consumo de carbón.

La temperatura: cuanto más baja sea la temperatura, mejor será la capacidad de adsorción.

Presión: cuanto mayor sea la presión, mayor será la capacidad de adsorción.

Humedad: Cuanto más baja sea la humedad, mayor será la capacidad de adsorción.



Cap

ítu

lo II

79

6.3 CAPACIDAD DE ADSORCIÓN DEL CARBÓN ACTIVADO EN FASE VAPOR

De los contaminantes listados, algunos son compuestos químicos específicos.

Otros representan una clase de compuestos y otros son mezclas de composición

variable. La capacidad del carbón activado para olores, varía con la concentración

de los mismos, así como con la humedad y la temperatura del aire.

A. Alta capacidad (el carbón retiene entre un 20% a un 50% de su propio peso).

B. Capacidad satisfactoria (entre un 10% a un 25% de su propio peso).

C. Capacidad suficiente para dar un buen servicio bajo condiciones de operación

particulares.

D. Baja capacidad. El carbón activado no da un servicio adecuado bajo

condiciones de operación ordinarias.

(*) Un carbón impregnado con cierta sustancia aumenta sensiblemente la

capacidad de adsorción de este compuesto.

Aceites esenciales A Desechos de rastros A Olor a ajo A

Aceites rancios A Desinfectantes A Olor a animales A

Acetaldehido C* Detergentes B Olor a animales muertos A

Acetato de amilo A Dibromoetano A Olor a carne asada A

Acetato de butilo A Diclorodifluorometano A Olor a cebolla A

Acetato de cellosolve A Dicloroetano A Olor a col agria A

Acetato de etilo A Dicloroetileno A Olor a comida descomp. A

Acetato de isopropilo A Dicloromonofluorometano B Olor a comida quemada B

Acetato de metil cellosolve A Dicloronitroetano A Olor a dulces A

Acetato de metilo B Dicloropropano A Olor a hule B

Acetato de propilo A Diclorotetrafluroetano A Olor a humo B

Acetileno D* Dicloruro de etileno A Olor a humo de cigarros A

Acetona B Dietilamina B* Olor a palomitas de maíz A

Acido acético A Dietilcetona A Olor a plástico A

Acido acrílico A Dimetilanilina A Olor a queso A

Acido butírico A Dioxano A Olor a sudor A

Acido caprílico A Dióxido de azufre C* Olor animal B

Acido carbólico A Dióxido de carbono D Olores corporales A

Acido fórmico D* Dióxido de nitrógeno D* Olores de aves A



Cap

ítu

lo II

80

Acido valérico A Eter etílico B Olores de combustión B

Acilato de metilo A Eter isopropílico A Olores de drenaje B*

Acrilato de etilo A Eter metílico B Olores de embalsamiento A

Acrilonitrilo A Eter propílico A Olores de hospital A

Acroleína B* Etil mercaptano B* Olores de Lab. de revelado B

Adhesivos, solventes de A Etilamina B* Olores de licor A

Agentes enmascarantes A Etilbenceno A Olores de maquillaje A

Ajo, olor a A Etilenclorhidrina A Olores de mascotas A

Alcanfor A Etileno C* Olor de papel deteriorado A

Alcohol etílico C* Eucaliptol A Olores de pescado A

Alcohol isopropílico C* Fenol A Olores de pintura A

Alcohol amílico A Fluorotriclorometano B Olores de Prod. de limpieza A

Alcohol butílico A Fluoruro de hidrógeno C* Olores medicinales A

Alcohol de madera C* Formaldehído C* Olores persistentes A

Alcohol metílico D* Formato de etilo B Olores rancios A

Alcohol n-propílico C* Formato de metilo B Oxido de etileno B

Aldehído Valérico A Fosgeno B Oxido de mesitilo A

Alquitrán A Frutas, aroma a A Ozono A

Aminas C* Gangrena, olores A Paradiclorobenceno A

Amoniaco C* Gases corrosivos C* Pegamentos A

Anestésicos B Gasolina A Pentano B

Anhidrido acético A Grasa quemada B Pentileno B*

Anilina A Grasas y aceites lubricantes A Pentino B*

Antisépticos A Heptano A Percloroetileno A

Aroma de flores A Hexano A Perfumes y cosméticos A

Aromas de alimentos A Hexileno A Piridina A

Aromatizantes A Hexino A Polen B

Bebidas alcohólicas A Heptileno A Productos de desecho B



Cap

ítu

lo II

81

A continuacion se presenta una tabla con los pricipales contaminantes que son

emitidos a la atmosfera por las industrias pesqueras:

Principales contaminantes emitidos a la atmosfera

CONTAMINANTE SÍMBOLO DESCRIPCIÓN

Óxido de Nitrógeno

Los se producen durante el quemado

de combustible, el petróleo puede contener

hasta un 3% en peso de nitrógeno, sin

embargo la mayor contaminación por este

gas se da a elevadas temperaturas y por

reacción de nitrógeno del aire, básicamente

en los motores de combustión interna, por

lo que la presencia de estos contaminantes

en los secadores es despreciable.

Óxido de Azufre y Los óxidos de azufre son productos de la

combustión del petróleo y de todo

combustible fósil. Las emisiones gaseosas

predominantes de azufre se encuentran en

la forma de dióxido de azufre en pequeñas

cantidades de trióxido de azufre. Son

precursores de la lluvia acida

Anhídrido de Carbono

Todo proceso de combustión de

combustibles fósiles producen este gas,

producto de la reacción exotérmica entre el

carbón y el oxigeno, es inevitables y en una

gas efecto invernadero

Sulfuro de Hidrogeno

La acción bacteriana sobre la proteína

del pescado como , y

entre otro, sin embargo este ultimo en

pequeñas concentraciones es percibido

por el olor a podrido y característico del

pescado descompuesto.

Amoniaco

Producto de la descomposición del



Cap

ítu

lo II

82

pescado y en concentraciones moderadas

es irritante al sistema respiratorio. Miscible

en agua

Partículas PTS y

PM-10

La materia particulada presente en los

gases del secado es una mezcla de de

polvos finos de materia orgánica y cenizas

productos de combustión del petróleo. Se

ah asociado el olor a grandes distancias de

las fabricas de harina de pescado a los

finos de harina emitidos a la atmosfera y

transportada por los vientos.

Vapor de agua

Como producto del secado se genera vapor

de agua que contiene aminas biogenicas y

gases producto de la descomposición

bacteriana del pescado (amoniaco,

trimetilamina, sulfuro de hidrogeno, etc.)

con malos olores que son motivos de

quejas de las comunidades o poblaciones

vecinas. Es un gas efecto invernadero.

*la Trimetilamina es un compuesto orgánico incoloro, que es el causante de los

malos olores contiene 0,02-37 mg/m3 (0,01-20 ppm)

*sulfuro de hidrogeno tiene una concentración de 0,03-0,28 mg/m3 (0,02-0,2 ppm)

*amoniaco con una concentración de 20 ppm 14 mg/m3

De la información encontrada en libros y en la páginas de internet, todas muestran

claramente que el método de carbón activado es el mas eficiente en cuanto a

eliminación de olores, pero es claro que se necesita hacer a nivel laboratorio o por

lo menos contar con las adecuadas características del proceso y la planta ya en

marcha. Con lo anterior se opto por proponer como se realizara la evaluación del

sistema de eliminación de olores de la siguiente forma:

Realizar las isotermas de adsorciónEl nivel de actividad de la adsorción depende

de la concentración del gas, la temperatura.



Cap

ítu

lo II

83

Cada clase de carbón tiene su propia isoterma de adsorción. Las fórmulas más

frecuentemente empleadas para el tratamiento de los datos experimentales de las

isotermas de adsorción fueron desarrolladas por Freundlich, Langmuir, Brunauer,

Emmet y Teller

1. Isoterma de Freundlich

De todas las fórmulas empleadas para el tratamiento de datos experimentales de

las isotermas, la más usual para describir las características de adsorción del

carbón activado empleado en el tratamiento de aguas residuales es la Isoterma de

Freundlich.

La isoterma de Freundlich es la siguiente:

Donde:

X/m = cantidad adsorbida por peso unitario de adsorbente (carbón)

Ce= concentración de equilibrio del adsorbato en solución después de la

adsorción.

Kf n= constantes empíricas.

Las constantes de la isoterma de Freundlich se determina representando

gráficamente la relación entre (x/m) y C, empleando la ecuación anterior reescrita

de la siguiente forma:

Log (x/m) = log Kf + 1/n log Ce

2. Isoterma de Langmuir

La isoterma de Langmuir se define de la siguiente manera:

X/m = ab Ce /1+b Ce

Donde:

X/m =cantidad adsorbida por peso unitario de adsorbente (carbón)



Cap

ítu

lo II

84

A, b = constantes empíricas

Ce = concentración de equilibrio de adsorbato en solución después de la

adsorción.

La isoterma de adsorción de Langmuir se desarrolló adoptando las siguientes

hipótesis:

Existe un número fijo de puntos accesibles disponibles en la superficie adsorbente, todos los cuales poseen la misma energía

La adsorción es reversible.

El equilibrio se alcanza cuando la velocidad de adsorción de las moléculas sobre

la superficie es la misma que la velocidad de desorción de las mismas. Así pues,

la velocidad a la que se lleva a cabo la adsorción es proporcional a la fuerza que la

produce, que corresponde a la diferencia entre la cantidad adsorbida para una

cierta concentración y la capacidad de adsorción a dicha concentración. A la

concentración de equilibrio, esta fuerza es nula.

La correspondencia de los datos experimentales con la fórmula de Langmuir no

significa que las hipótesis realizadas sean válidas para el sistema particular que se

estudie, puesto que la no validez de la hipótesis puede traducirse en un efecto

cancelatorio. Las constantes de la ecuación de Langmuir se pueden determinar

dibujando C/(x/m) frente a C empleando la ecuación anterior expresada de la

siguiente forma:

Ce /(x/m) = 1/ab + 1/a Ce

3. Teoría BET

La teoría BET responde a sus autores, Brunauer, Emmett y Teller quienes

desarrollaron las ideas de Langmuir para describir la adsorción multimolecular o

en multicapas.

El modelo para la formación de infinitas capas moleculares conduce a la bien

conocida ecuación BET:



Cap

ítu

lo II

85

Donde:

na y na

m es la cantidad absorbida a la presión de equilibrio p/p0 y la cantidad absorbida

en la monocapa respectivamente.

C es una constante la que está relacionada proporcionalmente con la fortaleza de

la interacción absorbente-adsorbato y puede usarse para caracterizar la forma de

la isoterma BET.

La ecuación anterior da una adecuada descripción para carbones con micro, meso

y macroporos sobre un rango limitado de presión relativa, normalmente entre 0.05

y 0.3. El área de superficie aparente BET (ABET), se calcula a través de la

siguiente expresión:

ABET = (nam ) (N) (am ) (3)

Donde:

N es la constante de Avogadro.

am es la sección transversal de la molécula.

La aplicabilidad de la teoría BET a carbones con microporos estrechos puede

tener fuertes limitaciones al asumir la adsorción en multicapa, por lo que puede ser

inapropiada en poros muy estrechos. Lo que hizo que aparecieran nuevas teorías

sobre la adsorción en microporos como la ideada por Dubinin y col. acerca del

llenado del volumen de microporos, que constituye a priori una teoría más realista.

4. Teoría del llenado del volumen de microporos.

Dubinin y Radushkevich desarrollaron esta teoría basados en el concepto de curva

característica y el potencial de absorción de Polanyi para describir la absorción en

microporos estableciendo la relación fundamental de la teoría que es la ecuación

de Dubinin-Radushkevich (DR):



Cap

ítu

lo II

86

Donde:

W : el volumen de adsorbato líquido en los microporos a temperatura (T). y presión

relativa (p/p0).

Wo: el volumen de microporos o volumen límite de adsorción en unidad de

volumen (cm3 /g) o cantidad de sustancia (mmol/g).

β : el coeficiente de similitud.

Al representar la ecuación logarítmica en un sistema de ejes cordenados, se

obtiene el volumen de microporos a partir del intercepto y del volumen molar, así

como la superficie de microporos partiendo del volumen de éstos, el factor de

conversión a líquido del adsorbato y el área molecular del adsorbato.

Algunos autores como Lippens y de Boer, Sing K.S.W., entre otros, demostraron

que la relación entre el volumen absorbido (Va) y el volumen de la capa

unimolecular o monocapa del gas (Vm) si se representa frente a la presión

relativa, proporciona una curva llamada isoterma estándar. Los métodos de

caracterización basados en las isotermas estándar, permiten un estudio más

completo de la microporosidad del absorbente y de su área de superficie,

detectando la presencia de microporos y su volumen, así como la condensación

capilar en mesoporos.

6.4 CAPACIDAD DE ADSORCIÓN DE UN CARBÓN

La capacidad de adsorción de un determinado carbón se puede estimar a partir de

los datos de la isoterma. Si se representan los datos de la isoterma, se obtiene

una gráfica. A partir de esta gráfica la capacidad de adsorción del carbón se puede

determinar prolongando la isoterma hasta la intersección con la línea vertical

trazada por el punto correspondiente a la concentración inicial C0. El valor de



Cap

ítu

lo II

87

(x/m) C0 correspondiente a ese punto se puede entonces leer en el eje de

ordenada en el gráfico.

Este valor de C0 (x/m) representa la cantidad de materia adsorbida por unidad de

peso de carbón activado una vez alcanzado el punto de equilibrio con la

concentración inicial de constituyente. Esta condición se debe cumplir en la parte

superior de un lecho de carbón correspondiente a un tratamiento en columna de

contacto, por lo que representa la capacidad de adsorción última del carbón para

un constituyente determinado.

Una vez tenida la capacidad de adsorción de carbón activado se procederá a

calcular el diámetro y altura que tendrá la torre de adsorción.



CONCLUSIONES



Co

ncl

usi

on

es

88

Como resultado del análisis y cálculos, para el secado en planta de harina de

pescado con capacidad 30 ton/día se requiere de las siguientes características de

la alimentación para su funcionamiento adecuado

Alimentación de carga húmeda en la entrada de 56.57% T1 35ºC, Humedad de

1.3999 y T2 70ºC y una Humedad de salida= 0.1122

Cumpliendo con las recomendaciones encontradas la harina no deberá llegar al

12% de humedad.

La cantidad de aire Fa será 5077.1 con temperatura la entrada de 120ºC y con

una Humedad de entrada 0.018 para obtener una temperatura de

salida 45ºC y una humedad salida 0.051 , teniendo para ello un tiempo

de residencia por cada por cada lote de 2hrs. Y una velocidad angular de 15 .

Para el sistema de calefacción del aire calentado con vapor de entrada se tendrá

un flujo de (272.47 ) y una temperatura de 150°C y una

temperatura de salida de 150 como condensado, ya que solo cede su calor

latente, pasando de vapor saturado a liquido saturado.

Con lo que respecta al aire que pasa a través de los tubos tendrá una temperatura

de entrada de 25°C y una temperatura de salida de 120°C. Para ello se propone

una arreglo triangular con 5 Tubos horizontales 7 Tubos verticales (hileras), con

un numero total de tubos (Nt) 35, tubos con 5 Aletas/pulg lineal de tubería (60

Aletas/pie lineal de tubería), la longitud de la tubería galvanizada será de 1m, con

una calibre14 BWG. El diámetro del tubo 3/8 pulg sobre el tubo calibre 16, con una

altura del banco de tubos de 13.750 pulg, como se muestra en el ANEXO 5.

Área total de flujo del cambiador ( ) será de .

Para el vapor y el aire la Ud es de . La caída de presión del aire

(



Co

ncl

usi

on

es

89

Para el compresor se propone sea soplador centrifugo cuya potencia será (w). De

30.1394 Hp considerando un modelo isentropico, con factor de compresibilidad de

los gases (aire) ( aprox 1).

Para la eliminación de los olores se propone utilizar el carbón activado como el

material mas eficiente debido a su bajo costo y su mantenimiento barato, y para

ello se requiere de hacer pruebas a nivel laboratorio y también en las pruebas de

arranque de la planta. Y como propuesta del sistema de evaluación de eliminación

de olores se tiene que:

Realizar las curvas de adsorción del aire, en cuanto la planta esté en

funcionamiento, para poder saber el volumen de carbón a utilizar.

Con dichas isotermas se procederá a calcular la altura y el diámetro de la

torre de manera arbitraria como se indica en el anexo 4.



ANEXOS

EVALUACIÓN DE UN SECADOR Y LA IMPLEMENTACIÓN DEL SISTEMA DE CALENTAMIENTO DEL AIRE Y PURIFICACIÓN DE GASES

ANEXO 1


DIAGRAMA DE PROCESO DE SECADO

CORRIENTE

COMPONENTE

COMPRESOR INTERCAMBIADOR SECADOR CHIMENEA ENTRADA

SOLIDO

SALIDA

SOLIDO

CLAUDIA GOMEZ

GOMEZ

INSTITUTO TECNOLOGICO DE TUXTLA

GUTIERREZ

PROCESO DE ELABORACION DE HARINA DE

PESCADO

Temperatura 25 120 45 25 35 70

PROYECTO No

∆P lb/pul2 0.2911 0.0056 2.30 LUGAR: PLAYAS DE CATAZAJA, CHIAPAS

Aire Kg/h 5077.1



ANEXO 3

DIAGRAMA Jh



ANEXO 4

Ecuacines para calculo de la altura y diametro de la torre de adsorción.

D

L


ANEXO 5



Anexo 6




Bib

liogr

afía

98

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Documents

CLAUDIA GÓMEZ GÓMEZ