Transferência de massa

1. kkk
N NmN
*
K mk k x yx
1 m
1 11
1
kkk
aa x
AA A
yyx
x
x
x x
Resistência na fase gasosa 1/
resistência total
k
1/k
k
NA = Kx ( xA – xAL)
1 1
K k aa
y
y
Da mesma forma, para o lado líquido
Essas equações também levam às seguintes relações entre as resistências de transferência de massa.
Esta condição diz que a resistência geral está apenas na fase gasosa, inversamente quando m" é
muito grande, então o soluto A é relativamente insolúvel em líquido.
(3,59)
Por simplificação, obtemos
(3,57)
(3,58)
Neste caso, toda a taxa de transferência de massa é controlada pela fase líquida. Para os casos
em que kx e ky não são quase iguais, será o tamanho relativo da razão (kx/ky) e de m' ou m" que
determinará a localização da resistência de transferência de massa controladora.
No entanto, devido a várias demandas em uma indústria, a maioria das operações é realizada
(3.56)
Nesta condição, o termo (1/m"ky) será desprezível em comparação com 1/ kx. Então
onde m é a inclinação da corda CM na Fig. 3.10. Substituindo as diferenças de concentração dadas pelas
Eqs. (3,48) e (3,50)
(3.54)
As operações de transferência em massa ocorrem tanto em lote quanto em base contínua.
(3.53)
ou seja
(3,55)
Assumindo que kx e ky são iguais e se m é pequeno de modo que o soluto A é altamente solúvel
em líquido (ou seja, a curva de equilíbrio será plana), o termo m/ kx será insignificante quando comparado
a 1/ ky.
Por isso,
(3.52)
onde m é a inclinação da corda MD na Fig. 3.10. As duas Eqs. (3.53) e (3.55) mostram a relação entre
os coeficientes de transferência de massa individuais e globais.
3.7 TIPOS DE OPERAÇÕES
1
k k
Resistência na fase líquida 1/ k
1/
resistência total
1
Machine Translated by Google

2. AA
E XX 1
(3.62)
Isso indica uma linha passando pelos pontos (X1, Y1) e (X2, Y2) que é chamada de linha operacional
no gráfico X vs. Y. A linha operacional também indica o saldo de material na operação.
(3,64)
O diagrama esquemático de um processo de contracorrente é mostrado na Fig. 3.13.
(3.61)
RS (X1 – X) = ES (Y – Y1)
Isso representa a equação geral da linha de operação em um processo co-corrente.
RSX1 + ESY1 = RSX2 + ESY2
(3.63)
(3,65)
fora de forma contínua. Tais operações contínuas são realizadas em base co-corrente e contra-corrente.
Nessas operações, a concentração de cada fase muda com a posição, enquanto no processo
descontínuo a concentração muda com o tempo.
R1x1 + E1y1 = R2x2 + E2y2
posição respectivamente.
O diagrama esquemático para um processo co-corrente é mostrado na Fig. 3.11.
RS (X1 – X2) = ES (Y2 – Y1)
Fig. 3.11 Processo co-corrente.
(3,60)
Também,
RSX1 + ESY1 = RSX + ESY
Graficamente a operação pode ser representada para transferência de R para E como mostrado na Fig.
3.12.
Fazendo um balanço de componentes para o soluto, obtemos
ou seja
2
S
S
1
3.7.2 Processo de Contracorrente
3.7.1 Processo co-corrente
R2, RS, X2, x2
E2, ES, A2, A2
R1, RS, X1, x1
E1, ES, A1, A1
2
1
R, RS, X, x
E, ES, Y, y
onde E1, E2 são vazões mássicas ou molares da corrente E em e posição,
respectivamente, R1, R2 são vazões mássicas ou molares da corrente R em e
posição, respectivamente, ES, RS são vazões livres de soluto das correntes, x1, x2,
y1, y2 são a concentração de soluto em massa ou fração molar de correntes em e
posição, respectivamente, e X1, X2, Y1, Y2 são a massa ou razão molar de soluto em correntes em
2
R
Machine Translated by Google

3. curva de equilíbrio
(Transferência de R para E)
2
R, RS, X, x
E, ES, Y, y
1
*
x
S
1
1
S 2
S 2
S
1
y
1
R1, RS, X1, x1
Y2
E1, ES, A1, A1
A1
Y2
X2* X2 X1
E2, ES, A2, A2
R2, RS, X2, x2
Esta equação é uma equação generalizada que representa a linha de operação em um processo de contracorrente.
A curva da Fig. 3.14 a seguir mostra graficamente a linha de operação e o equilíbrio para um processo de
contracorrente.
ESY + RS X1 = ESY1 + RS X
(3.71)
Fazendo um balanço de componentes para rendimentos de soluto
A vantagem do processo de contracorrente sobre o cocorrente é a maior força motriz, que resulta em
tamanho reduzido do equipamento para uma condição de transferência especificada ou taxas de fluxo menores
para um determinado equipamento.
Fig. 3.13 Processo de contracorrente.
Fig. 3.12 Curva de equilíbrio e linha de operação para um processo co-corrente.
ESY2 + RSX1 = ESY1 + RSX2
(3,69)
(3,70)
E2y2 + R1x1 = E1y1 + R2x2
ou seja
Da mesma forma, outro saldo dá,
Isso representa a equação de uma linha que passa pelas coordenadas (X1, Y1) e (X2, Y2) com uma
inclinação de RS/ES em um gráfico de X vs Y.
ou seja
(3,66)
(3,67)
(3,68)
RS (X1 – X2) = ES (Y1 – Y2)
E XX
RYY
RYY
E XX
Machine Translated by Google

4. 2
)
AA 2 1
AA 2 1
)
( (
*
1 2
3.7.3 Etapas
3.7.4 Eficiência da Etapa
3.7.5 Cascata
e EMR = (
É definido como a aproximação fracionária ao equilíbrio, que um estágio real produz.
É aquele que possui um grupo de estágios interligados, em que as correntes de um estágio
fluem para o outro. As cascatas são do tipo fluxo cruzado e contra fluxo. Uma típica cascata de
corrente cruzada é mostrada na Fig. 3.15.
Fig. 3.14 Curva de equilíbrio e linha de operação para um processo de contracorrente.
Fig. 3.15 Cascata de corrente cruzada.
Eficiência do estágio Murphree: É definida como a aproximação fracionária de uma corrente de
saída ao equilíbrio com a concentração real na outra corrente de saída
ou seja
(3,72)
Um estágio é definido como qualquer dispositivo ou combinação de dispositivos em que duas
fases insolúveis são colocadas em contato íntimo, onde ocorre transferência de massa entre as
fases levando-as ao equilíbrio e posteriormente as fases são separadas. Um processo realizado
desta maneira é um processo de estágio único. Um estágio teórico ou de equilíbrio ideal é
aquele em que as correntes de saída estão em equilíbrio. No entanto, na realidade, há um
déficit em atingir o equilíbrio e um número maior de estágios reais é necessário para efetuar a
separação desejada.
EME =
(
XX
)
)
XX 1
Y
E4 Y4
R3, X3
R0, X0
ES1 A0
E1 Y1
R4, X4
ES2 A0
E2 Y2
R1, X1
ES3 Y0
E3 Y3
R2, X2
ES4 Y0
*
(Transferência de linha operacional de E para R)
x
4
curva de equilíbrio
1
(Transferência de linha operacional de R para E)
2 3
Machine Translated by Google

5. N
-
ÿÈ ÿ ˆ ʈ ÿÍ
m
Y
em
X
ÿ ˜ Á ˜ ¯ saída Ë ¯ ÿ Î ÿ
m
=
-
XX XX ( ) ( )
Ê
Á Ë
=
È
Í Î
E2, Y2
R4, X4
E1, Y1
R1, X1
E3, Y3
R0, X0
R3, X3
E4, A4
E5, Y5
R2, X2
)
(
Y
0
-
=
-
(
=
(
1
x
-
A
A
(
m
1
-
Y
-
-
-
fora
N +
0
1
N +1
N
1
0
N +
X 0
fora
Y mX A N 1 +
1 23 4
Para A ÿ 1
Pois, A ÿ 1
As quatro equações acima são chamadas de equação de Kremser-Brown-Souders.
(3,75)
fator então para absorção, (transferência de E para R)
Uma típica cascata de contracorrente é mostrada na Fig. 3.16.
Para A = 1
(3,76)
1. Calcule a taxa de sublimação de um cilindro de naftaleno de 0,075 m Dl. por 0,6 m de
comprimento em uma corrente de CO2 puro fluindo a uma velocidade de 6 m/s a 1 atm. e
100ºC. A pressão de vapor do naftaleno a 100ºC e 1 atm. pode ser considerado como 10 mm
Hg e a difusividade do naftaleno em CO2 como 8,3 ¥ 10–6 m2 /s. A densidade e a viscosidade
do CO2 são: 0,946 kg/m3 e 0,021 cp, respectivamente, na condição de operação. Cf = 0,023
(Re)–0,2. Usar analogia.
Fig. 3.16 Cascata de contracorrente.
Para dessorção, (transferência de R para E)
(3,74)
Pois, A = 1
Se m é a inclinação da curva de equilíbrio e A = RS/ mES, a absorção
O número de estágios N necessários para uma cascata de contracorrente pode ser estimado
analiticamente para casos em que tanto a relação de equilíbrio quanto a linha de operação são
lineares.
(3,73)
N 1 +
N 1 +
N 1 +
N 1 +
YmX ( )(
-
1)
- -
=
)
Ê
- Á
Ë
A
(
A )
N
-
1
XX 0
=
S S 1 1
( )( ) Y YY 1 em
A
-
YmX em
È ÿ ʈ ʈ Í ÿ - Á˜ Á˜
˯ ˯ Í ÿ Î ÿ È ÿÈ
ÿ ˆ Y Ê ˆ Í ÿÍ ÿ ˜ Á ˜
1 ¯ Ë ¯ Î ÿ Í ÿ Î ÿ
)
)
EXEMPLOS TRABALHADOS
N
N 1 +
N
fora
em
60 Transferência de Massa - Teoria e Prática
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6. Coeficiente de Transferência de Massa e Transferência de Massa Interfásica 61
m NSc
= D 0,946 8,3 10 r
0,012 10 ¥
1.528
=
¥ ¥
( e ÿuV C f )
ÿf
¥
N
RT
m
fu
k
0,0185 10 ¥
8314 373¥
5 0,0143 10 ¥
1,15 10 ¥
È
Ê Í
Á
Ë Î
760
ÿ ˆ ˜ 0
ÿ - ¯ ÿ
10
AB
6
- 3
-
=
0
ÿ
=
c
o
=
-
0,075 6 0,946 ¥ ¥
=
0,021 10 ¥
20271.43
=
DV r
m
- 3
33 4 10 5,9 10 ¥ ¥¥ -
-
- 3
NRe =
NA = kc (CA1 – CA2) =
kc =
2( )
kc =
(pA1 – pA2)
NSc =
Resp.
2. Uma placa fina de 1 m2 de naftaleno sólido é orientada paralelamente a uma
corrente de ar que escoa a 30 cm/s. O ar está a 300 K e 1 atm de pressão. A placa
também está a 300 K. Determine a taxa de sublimação da placa. A difusividade do
naftaleno no ar a 300 K e 1 atm é 5,9 ¥ 10–4 m2 /s. A pressão de vapor do
naftaleno a 300 K é 0,2 mm Hg.
NA = 6,073 ¥ 10–6 kmol/m2 s
Solução.
Solução.
Taxa de sublimação = NA ¥ 2prl
u0 = 30 cm/s, T = 300 K, Pt = 1 atm, DAB = 5,9 ¥ 10–4 m2 /s,
u0 = 6 m/s, P = 1 atm, T = 373 K, pA = 10 mm Hg, Dnapth-CO2 = 8,3 ¥ 10–6 m2 /
s, rCO2 = 0,946 kg/m3 , ÿCO2 = 0,021 cp, Cf / 2 = 0,023(Re)–0,2
= 0,0273 ÿ 1
= 6,073 ¥ 10–6 ¥ 2 ¥ p ¥ (0,075/2) ¥ 6 =
8,59 ¥ 10–6 kmol/s
pA = 0,2 mm Hg
rair = 1,15 ¥ 10–3 g/cc, ÿar = 0,0185 cp, D = 1 m (comprimento)
f
= 3,1648 ¥ 10–3 2
1.3266
3,1648 10 ¥ 3 6 ¥
0,0143 m/s
=
2/3
sc
DAB
r
Machine Translated by Google

7. k
Solução.
kc =
B1 (yB)lm =
= 18648,65
Resp.
Por isso,
Também,
= 0,95
Portanto, usaremos a analogia de Chilton,
ky (yB)lm = ky = kG(yB)lm P
ky = ky/ (yB)lm = 6,78 10–5/0,95 = 7,138 10–
5 kmol/m2 s (fração molar)
3. Em uma coluna de parede molhada, o dióxido de carbono está sendo absorvido do ar pela água que
flui a 2 atm. pressão e 25°C. O coeficiente de transferência de massa ky foi estimado em 6,78 10–
5 kmol/m2 s (fração molar). Calcule a taxa de absorção se a pressão parcial do dióxido de carbono
na interface for 0,2 atm. e o ar é puro. Determine também ky e kG.
NA = 1,09 10–7 kmol/m2 s.
Então o fluxo é turbulento, então a analogia de Chilton-Colburn pode ser usada.
= 0,0102 m/s
pA1 = 0,2 atm, yA1 = 0,1, yB1 = 0,9 pA2 = 0,
yA2 = 0,0 e yB2 = 0,0
= 3,569 10–5 kmol/m2 s atm
f = 0,072 (NRe) f =
6,161 10–3
sc
0 2/3
A2
2/3
3
3 10 1 0,3
3
0,2
760
0
sc
2/3
=
)
c
y
P
3
(
=
=
)
( pp A1
RT
fu
)
N
f
2 N
k
você 0
DV 1,15 10
6,161 10 0,3
8314 300
0,0185 10
2(0,0273)
5 0,0102 1,0133 10
( aa B2 )
y
y
ln
NRe =
kc =
2(
NA = kc (CA1 – CA2) = kc
–0,25
kG =
B2
B1
Machine Translated by Google

8. CC
=
(
)
(
=
D
3
=
=
)
7
2
2
N
3600 100 100
0,027 1000
Cx x
k
= 0,0028 cm
D 1,7 10
0,00614
AB
A2
A
A1
1
Densidade = 5,55 10 g mol/cm Peso molecular
18,02
NA = ky (yA1 – yA2) = 7,138 10–5 (0,1 – 0,0)
NA = kG (pA1 – pA2) = 3,569 10–5 (0,2 – 0,0)
kc =
5
AB
c
A1 A2
C =
Solução.
Em um determinado local da torre, o fluxo de transferência de massa é de 0,027 kmol SO2/
m2 h e as concentrações da fase líquida em fração molar são 0,0025 e 0,0003,
respectivamente, na interface bifásica e no líquido a granel. Se a difusividade do SO2 na
água for 1,7 10–9 m2 /s, determine o coeficiente de transferência de massa, kc e a
espessura do filme.
= 0,00614 cm/s
5. Em um estudo experimental de absorção de amônia pela água em uma coluna de parede
molhada, o coeficiente geral de transferência de massa da fase gasosa, KG , foi estimado
em 2,72 10–4 kmol/m2 s atm. Em um ponto da coluna, o gás continha 10 mol% de amônia
e a concentração da fase líquida era de 6,42 10–2 kmol NH3 /m3 de solução. A
temperatura é 293 K e a pressão total é 1 atm. 85% da resistência à transferência de
massa está na fase gasosa. Se a constante da lei de Henry for 9,35 10–3 atm. m3 /kmol,
calcule o coeficiente de filme individual e a composição interfacial.
= 7,138 10–6 kmol/m2 s
Fluxo de massa de SO2 =
KG = 2,72 10–4 kmol/m2 s atm.
Resp.
= 7,5 10–7 g mol/cm2 s
Portanto,
Solução.
= 7,138 10–6 kmol/m2 s
4. O dióxido de enxofre é absorvido do ar para a água em uma torre de absorção compactada.
NA = kc(CA1 – CA2) = DAB
Resp.
Resp.
(5,55
10
7.5
10) (0,0025 0,0003)
Machine Translated by Google

9. GGL
(
=
k
k
(
(
=
k G k
G
eu
1 1
kkk
m
0,85
1 1
2
3
ai
ai
k
G
k
6,42 10)
)
(0,1 9,35 10 C
C
CC
( pmC Ag
( pp Ag
)
CC
)
)
eu
G
NA = KG(pAg – p*A) =
kG(pAg – pAi) =
kL(CAi – CAL)
Ao resolver,
kL = 1,695 10–5 m/s Vamos
agora calcular a concentração interfacial a partir da seguinte relação:
18,88 =
Resp.
Por isso
6. A 293 K a solubilidade da amônia em água é dada pela lei de Henry Uma mistura de
Resistência 1/ KG = 1/2,72 10–4 = 3676,47 m2 s atm./kmol
Nós sabemos isso,
yAG = 0,1
CAL = 6,42 10–2 kmol NH3/m3 de solução. pAg = yAg Pt
CAi = 1,6593 kmol/m3 pAi
= 0,0155 atm.
1,0 = 0,1 atm.
Encontre a concentração de amônia e a pressão parcial na interface.
p = 0,3672 C, onde p está na atmosfera e C está em kmol/m3 . 15% de amônia
e 85% de ar em volume a 1 atm está em contato com uma solução aquosa contendo 0,147 g mol/
lit. A velocidade do ar é tal que kG/kL = 0,9.
= 0,1
= 3125 m2 s atm./kmol
m = 9,35 10–3 atm.m3 /kmol
NA = kG(pAg – pAi) = kL (CAi – CAL) )
pAi = mCAi _
CAL = 6,42 10–2 kmol NH3/m3 de solução.
ai
ai
AL
ai
ai
AL
Machine Translated by Google

10. k C
) )
p
Estime a difusividade do gás. Se o diâmetro do jato for reduzido para 0,9 mm, sob as
mesmas condições, como isso afetaria a taxa de evaporação. Assuma a validade da
teoria da penetração de Higbie.
(kL)av = 2 (DAB/t)
CA = 0
kL = NA/ [A(C* A – CA)]
= 0,482 10–5/[0,942 (0,0001 – 0)]
7. O gás puro é absorvido em um jato líquido laminar. A vazão volumétrica do líquido foi de 4
cc/s e o diâmetro e o comprimento do jato foram de 1 mm e 3 mm, respectivamente. A
taxa de absorção de A à pressão atmosférica foi de 0,12 cc/s a 303 K. A solubilidade do
gás a 303 K é 0,0001 g mol/cc. atm.
Temos, p = 0,3672 C, onde p está na atmosfera e C está em kmol/m3 .
Nós sabemos,
Solução.
= 0,051 cm/s
Solução.
Tempo de contato t =
CAL = 0,147 g mol/lit = 0,147 kmol/m3
0,9 =
NA = kL A (C* A – CA)
Resp.
Taxa molar de absorção = 0,12 1 273/(22414 303) = 0,482 10–5 g
mol/s A = DL = (0,1)(3) =
0,942 cm2 C*
= 0,0001 g mol/cc. atm
CAi = 0,212 kmol/m3
pAi = 0,078 atm.
Resolvendo para CAi obtemos
(
=
A
C
0,5
NA = kG (pAG – pAi) =
kL (CAi – CAL) onde
pAi e CAi indicam a pressão interfacial e composição e pAG e CAL indicam as composições
de fase em massa. pAG = 1 0,15 = 0,15 atm.
Ai
(p
eu
AL
AG ai
G k
Comprimento da bolha
Velocidade linear
0,15 0,3672 C Ai
0,147
Cai
Machine Translated by Google

11. AB
AB
AB
A
A
Comprimento da bolha
Velocidade linear
D
0,006
D
t
D
t
3
509
0,00477
0,09
0,09 4
4
Q
0,5
0,5
0,5
Área = DL = (0,09) (3) = 0,848 cm2
= 0,00477 cm/s
= 0,0573 cm/s.
= 0,006 s
= 3/628,8
= 2
= 0,0573 0,848 (0,0001 – 0) = 4,86 10–6
g mol/s
Velocidade linear =
0,051 = 2
Velocidade =
t =
DAB = 1,23 10–5 cm2 /s
= 628,8 cm/s
Resp.
(kL)av = 2
= 509 cm/s
Tempo de contato t =
(kL)av = 2
Diâmetro revisado = 0,09 cm
NA = kLA (C* A – CA)
Q 4
4
0,1 0,1
0,5 5
1,23 10
Machine Translated by Google

12. 2
2
2
4
2
2
5
,
5
1
7.456
10
10
7.456
1
119
(fração molar de SO na fase líquida) 10 5,63 8,46 14,11 19,79
0,2 0,3 0,5
(fração molar de SO em fase gasosa) 10
anos
Pressão parcial SO mm Hg 29 46 83
3,82 6,05 10,92 15,66
x
0,7
kg SO/100 kg água
0,2 0,3 0,5 0,7
kg SO/100 kg água
mm Hg 29 46 83 119
Pressão parcial de SO
yyx
2
2
1
kkk
m
1
Resistência na fase líquida (m/ kx) = 0,55
ky = 1,657 10–4 kmol/m2 s (fração molar).
A relação de equilíbrio indica um comportamento linear no intervalo de x de 0,0008 a 0,0012 e o
valor da inclinação da linha da curva de equilíbrio (m) é 86,45.
= 6035,4 m2 s (fração molar)/kmol
Resistência na fase gasosa = 0,45
= 7376,6 m2 s (fração molar)/kmol
Dados de equilíbrio:
(ii) Estime o fluxo molar com base nos coeficientes de filme e na transferência geral
Portanto,
8. Em um aparelho para absorção de SO2 em água em um ponto da coluna a concentração de SO2
na fase gasosa era de 10% SO2 em volume e estava em contato com um líquido contendo 0,4%
SO2 em peso. A pressão e a temperatura são de 1 atm. e 323 K, respectivamente. O coeficiente
global de transferência de massa da fase gasosa é de 7,36 10–10 kmol/m2 s. (N/m2 ). Da
resistência total, 45% está na fase gasosa e 55% na fase líquida.
Solução.
Ky = KGP (com base na Eq. 3.3) =
7,36 10–10 1,013 105 = 7,456 10–5 kmol/m2 s. (fração molar).
coeficientes.
KG = 7,36 10–10 kmol/m2 s (N/m2 ).
(i) Estime os coeficientes do filme e o coeficiente global de transferência de massa com base na
fase líquida.
Nós sabemos isso,
A resistência na fase gasosa (1/ ky) é 0,45 da resistência total A
resistência na fase líquida é 0,55 da resistência total
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13. 1
1.657 10
1
= +
y
=
A
Kx
y
x
x
99,6
18 64
+
0,4
64
0,4
y* A = 0,083, x*
k
k mk
1
1
k
1
xA,L =
4
Fluxo baseado na fase líquida = Kx(x*A – xA,L)
Fluxo baseado na fase líquida = kx(xA,i – xA,L)
0,0117 86,45 Kx =
6,44 10–3 kmol/m2 s (fração molar).
Fluxo baseado no coeficiente de filme:
Fluxo baseado na fase gasosa = ky(yA,G – yA,i)
= 1,657 10–4 (0,1 – 0,0925) = 1,243
10–6 kmol/m2 s.
= 0,00132, yA,i = 0,0925 e xA,i = 0,00123
kx = 0,0117 kmol/m2 s (fração molar) yA,G =
0,1 A
composição da fase líquida é de 0,4% em peso de SO2
Portanto,
m = m = 86,45
Fluxo baseado no coeficiente geral:
= 0,0117 (0,00123 – 0,001128) =
1,193 10–6 kmol/m2 s.
Portanto,
sob consideração.
Inclinação da linha (para determinar as composições interfaciais)
= 0,001128
Fluxo baseado na fase gasosa = Ky(yA,G – y*A)
= 7,456 10–5 (0,1 – 0,083) = 1,268
10–6 kmol/m2 s.
Também fica claro no gráfico que a inclinação, m é igual a m no intervalo
= 6,44 10–3 (0,00132 – 0,001128) = 1,236
10–6 kmol/m2 s.
= –70,61
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14. 16
8
4
0,12
= 0,00132
Concentração de SO2 na fase líquida, X (104 ) (fração molar)
0,14
0,06
12
0,16
(0,001128,0,1)
xA,i = 0,00123
0,02
yA,i = 0,0925
0
= 0,10
0,04
x
20
y*A = 0,083
X*
3
4 1.786 10
3
4 1.786 10
yA,G
xAL
A
0,0516
DV
2.77
D 1,25 10 AB
27110
2,54 1525 1,25 10
Fig. 3.17 Exemplo 8.
Solução.
número de Reynold =
= 1,786 10–4 P, = 1,25 g/lit DAB =
0,0516 cm2 /s, CAs = 1,521 10–7 g mol/cc
9. Ar a 27°C escoa a uma velocidade de 1525 cm/s através de um tubo revestido com um
ácido de 25,4 mm de diâmetro. O comprimento do tubo é de 183 cm. Calcule a
concentração de ácido na saída. Pegar
Número de Schmidt =
Concentração
de
SO2
na
fase
gasosa
(fração
molar)
y
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15. =
Igualando as duas expressões acima para taxa de transferência de massa, obtemos
Ao integrar entre x = 0, C = Cin = 0
Fluxo para transferência de massa da superfície = kc [CAs – C]
Portanto,
(D2 / 4) (V) (dC) = kc [CAs – C] dx D
Reorganizando,
Considere uma seção elementar de comprimento dx a uma distância x do ponto de entrada do
ar. Deixe a concentração do componente de difusão ser C nesta seção e deixe-a sair com uma
concentração de C + dC desta seção. Um balanço de massa através desta seção elementar dá,
Taxa de transferência de massa = (Fluxo) (Área de transferência de massa)
= kc [CAs – C] dx D
Taxa de transferência de massa = (Área da seção transversal) (Velocidade do fluxo de ar) (dC)
(
3
2/3
c
c
c
c
Como
2/3
2
Como
x x
D
VdC ( )
( )
4
(2.77)
( dC )[
( dC )
2
C k f
kD
4k
[ ]
C C]
dx
k 1525 2,17 cm/s
você 0
(Sc)
CC DV
( )
Vdx / 4)
2.806 10
D
Cf 0,25
2
2
0,036 (27110)
3 2.806 10
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16. 5,117 10 g mol/cc
D
EXERCÍCIOS
8
C final
x
4 CC kc
CC DV em
(2.54)
4
[1525][5.117 10 ]
3,95 10 g mol/s Resp.
( )( VC )
4
Como
2
Como
final
8
4
(Cfinal – Cin)
2
C final em
(Resposta: 2,5 10–6 kmol/m2 s)
Calcule a taxa de absorção de A.
Calcule a concentração de ácido benzóico na saída. Tome µ = 0,871 cp; = 1 g/cc, DAB =
1,3 10–5 cm2 /s, CAs = 0,03 g mol/lit.
Ao resolver
Nós temos
3. Água pura a 27°C escoa a uma velocidade de 3,5 m/s através de um tubo revestido com
ácido benzóico de 6 mm de diâmetro. O comprimento do tubo é de 1,25 m.
e
Em
1. Ar a 25°C e 50% de umidade relativa flui sobre a superfície da água medindo 12 m 6 m a
uma velocidade de 2 m/s. Determine a perda de água por dia considerando que a direção
do fluxo é ao longo do lado de 12 m. A difusividade da água no ar é de 0,26 10–4 m2 /s. Sc
= 0,6 e a viscosidade cinemática é 15,7 10–6 m2 /s.
kmol/m3 )
x = 183, C = C final
(Resposta: 1.017
pA = (600) xA em atm.
2. A absorção do soluto A de uma mistura é feita em uma coluna de parede úmida por um
solvente a 1 atm. e 25ºC. O valor do coeficiente de transferência de massa é 9,0 10–4 m/s.
Em um ponto, a fração molar de A na interface gás líquido é 2,0 10–5 na fase líquida. A
pressão parcial de A na fase gasosa é 0,08 atm. A relação da lei de Henry é
Então Taxa de transferência de massa = (Área da seção transversal) (Velocidade do fluxo de ar)
(Resposta: 361,84 kg/dia)
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