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TORRES DE ENFRIAMIENTO
CON AGUA
Aire,
Agua, TG2 , G2, Hy2, H2
TL2,L2
Se considerará una torre empacada
para enfriamiento de agua con aire que
fluye hacia arriba y agua a
contracorriente. El proceso se lleva a
cabo adiabáticamente.
Donde:
L
G
TL
TG
dz
z
L es el flujo de agua, kg de agua/ s.m2
TL es la temperatura del agua en °C
G es el flujo de aire en kg/s.m2
TG es la temperatura del aire en °C
Agua,
TL1,L1
Aire,
TG1 , G1, Hy1, H1
Hy es la entalpia de la mezcla de airevapor de agua en J/kg de aire seco
H es la humedad del aire en kg agua /
kg aire seco.
Aire,
Agua,
TG2 , G2, Hy2, H2
TL2,L2
L
G
TL
TG
dz
z
Agua,
TL1,L1
Aire,
TG1 , G1, Hy1, H1
El área interfacial total entre las fases
aire y agua se desconoce, puesto que
el área superficial del empaque no es
igual al área interfacial entre las
gotas de agua y el aire. Por
consiguiente se define una cantidad
a, que es m2 de área interfacial por
m3 de volumen de sección empacada.
Esto se combina con el coeficiente
de transferencia de masa de la fase
gaseosa kG en kmol/s.m2.Pa para
obtener un coeficiente volumétrico
kGa en kmol/s.m3 de volumen.Pa.
Aire,
Si se efectúa un balance total de
calor para la sección marcada
con líneas punteadas se tendrá
la línea de operación:
Agua,
TG2 , G2, Hy2, H2
TL2,L2
G( H y  H y1 )  LcL (TL  TL1 )
L G
dz
TL TG
Donde L es esencialmente
constante y cL es la capacidad
calorífica del líquido que se
supone constante e igual a
4.187 x 103 J/kg.K.
z
Agua,
Aire,
TL1,L1
TG1 , G1, Hy1
Aire,
Para un balance de calor en
toda la torre:
Agua,
TL2,L2
G( H y 2  H y1 )  LcL (TL 2  TL1 )
Si se efectúa un balance de calor
para la altura dz de la columna y
despreciar los términos de calor
sensible en comparación con el
calor latente:
LcL dTL  GdH y
TG2 , G2, Hy2, H2
L
TL
G
dz
TG
z
Agua,
Aire,
TL1,L1
TG1 , G1, Hy1, H1
La transferencia total de calor sensible
del volumen del líquido a la interfaz es
Interfase
LcL dTL  GdH y  hL adz (TL  Ti )
Donde hL es el coeficiente
volumétrico de transferencia de
calor de la fase líquida en W/m3.K
y Ti es la temperatura de la interfaz.
Para una transferencia adiabática
de masa, la velocidad de
transferencia de calor debida al
calor latente en el vapor de agua
que se está transfiriendo, se puede
obtener por:
Calor latente en
el aire
Calor sensible
en el líquido
Calor sensible
en el aire
q
 M B kG aPo ( H i  H G )dz
A
Donde q/ A está en W/m2
MB es el peso molecular del aire.
kGa es un coeficiente volumétrico de transferencia de masa en el
gas en kmol/s.m3. Pa
P es la presión atmosférica en Pascal.
o es el calor latente del agua en J/kg agua
Hi es la humedad del gas en la interfaz en kg agua/ kg aire seco.
HG es la humedad del gas en la fase gaseosa masiva en kg de
agua/ kg de aire seco.
La velocidad de transferencia de calor sensible en el gas es:
qs
 hG a (Ti  TG ) dz
A
Donde qs/A se da en W/m2 y
hGa es el coeficiente
volumétrico de transferencia
de calor en el gas en W/m3.K
Interfase
Calor latente en
el aire
Calor sensible
en el líquido
Calor sensible
en el aire
TEORIA DE LA TORRE
PARTE SUPERIOR
Interfaz
AGUA
Hi
TL
Vapor de agua
AIRE
HG
Ti
TG
Calor sensible
en el líquido
Calor latente en
el gas
Calor sensible
en el gas
Película efectiva de agua
Película efectiva de aire
Se suman las ecuaciones de calor sensible y latente:
GdH y  M B kG aPo ( H i  H G )  hG a(Ti  TC )dz
La definición de calor húmedo:
cs
Interfase
kG a

M Bk ya
Sustituyendo kya por PkGa:
cs
kG a

M B Pk G a
Calor latente en
el aire
Calor sensible
en el líquido
Esta ecuación se sustituye en la ecuación que suma
las ecuaciones de calor sensible y latente.
Calor sensible
en el aire
GdH y  M B kG aPdz cSTi  o H i   cSTG  o H G 
Sumando y restando cS To en los corchetes:
GdH y  M B kG aPdzcS (Ti  To )  o H i  cS (TG  To )  o H G 
( H yi  H y )
GdH y  M B kG aPdz ( H yi  H y )
REORDENANDO:
G
z 
M B kG aP
H y2

H y1
dH y
H yi  H y
Igualando la ecuación de transferencia de calor sensible:
LcL dTL  GdH y  hL adz (TL  Ti )
Con la ecuación obtenida:
GdH y  M B kG aPdz ( H yi  H y )
LcL dTL  GdH y  hL adz(TL  Ti )  M B kG aPdz ( H yi  H y )
H yi  H y
hL a


kG aM B P
Ti  TL
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
LcL H y 2  H y1
pendiente 

G
TL 2  TL1
Hy1
TL1
TL2
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Línea de operación
Hy2
hL a
pendiente  
kG aM B P
Hyi
Hy
Hy1
TL1
Ti
TL
TL2
Temperatura del líquido (°C)
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO COEFICIENTES DE PELÍCULA
DE TRANSFERENCIA DE MASA
La fuerza impulsora Hyi -Hy se calcula para varios valores de TL
entre TL1 y TL2.
TL
TL1
TL2
Hy
Hyi
1/(Hyi- Hy)
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO COEFICIENTES DE PELÍCULA
DE TRANSFERENCIA DE MASA
H y2

1
( H yi  H y )
H y1
Hy1
Hy2
dH y
H yi  H y
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO COEFICIENTES DE PELÍCULA
DE TRANSFERENCIA DE MASA
Finalmente el valor de la integral se reemplaza en la ecuación para
hallar la altura de la torre en metros:
G
z
M B kG aP
H y2

H y1
dH y
H yi  H y
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Hy2MAX
H y 2 max  H y1
LcL

Gmin imo
TL 2  TL1
Hy1
TL1
TL2
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Hy2MAX
H y 2 max  H y1
LcL

Gmin imo
TL 2  TL1
Hy1
TL1
TL2
Temperatura del líquido (°C)
EJEMPLO
• Se desea enfriar agua desde 43.3 ºC hasta 29.4 ºC en una torre
de enfriamiento de agua empacada trabajando a contracorriente
con un flujo de aire húmedo de 15000 m3/h. Se desea que en la
torre la velocidad de flujo del aire sea de 1.356 kg de aire
seco/s.m2 y una velocidad de flujo de agua de 1.356 kg de
agua/s.m2. El aire de entrada tiene 29.4 ºC y una temperatura de
bulbo húmedo de 23.9 ºC.
• El coeficiente de transferencia de masa kGa tiene un valor
estimado de 1.207 x10-7 kmol/s.m3.Pa y hLa/kGaMBP es 4.187 x
104. Si la torre opera a una presión de 1.013 x 105 Pa. Calcular:
• A) El flujo mínimo de aire.
• B) El área de la sección transversal de la torre.
• C) La altura de la torre empacada.
DATOS DE EQUILIBRIO
TL (º C)
15.6
26.7
29.4
32.2
35.0
37.8
40.6
43.3
46.1
60.0
HY (J/KG aire seco)
43.68 x 103
84.0 x 103
97.2 x 103
112.1 x 103
128.9 x 103
148.2 x 103
172.1 x 103
197.2 x 103
224.5 x 103
461.5 x 103
Agua,
TL2= 43.3 ºC
L
TL
G
TG
Aire,
Agua,
TG1 = 29.4 ºC
TL1=29.4 ºC
TW1= 23.9 ºC
H1= 0.0165 kg agua/kg aire seco
 Humedad relativa
90
70 60 50
40
30
20
30
0.025
0.020
25
0.015
20
0.010
15
10
0.005
5
0
-5
-10
-10
 Humedad absoluta kg/kg aire seco
Carta
psicrométrica
0.000
-5
0
5
10
Tª bulbo seco ºC
35
40
45
50
55
60


kJ
  1.005  1.88H1 TG1  2501.4 H1
H Y 1 
 kgaire sec o 


kJ
3

HY1

71
.
7
x
10
J / kg
 kgaire sec o 


H y 2  H y1
LcL
pendiente 

G
TL 2  TL1
3
1.356(4.187 x10 )

1.356
H y 2  71.7 x103
43.3  29.4
H Y 2  129.9 x103 j / kg.aire. sec o
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Hy2MAX
(1.356)(4187) H y 2 max  71700

Gmin imo
43.3  29.4
71700
29.4
43.3
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
129900
Línea de operación
LcL H y 2  H y1
pendiente 

G
TL 2  TL1
71700
29.4
43.3
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
hL a
pendiente  
 41.87 x103
kG aM B P
J/kg gas seco
Hy2
Hyi
Hy
Hy1
TL1
Ti
TL
TL2
Temperatura del líquido (°C)
VALORES DE LA ENTALPÍA
Hyi
Hy
Hyi-Hy
1/(Hyi – Hy)
94.4 x 103
71.7 x 103
22.7 x 103
4.41 x 10-5
108.4 x 103
83.5 x 103
24.9 x 103
4.02 x 10-5
124.4 x 103
94.9 x 103
29.5 x 103
3.39 x 10-5
141.8 x 103 106.5 x 103
35.3 x 103
2.83 x 10-5
162.1 x 103 118.4 x 103
43.7 x 103
2.29 x 10-5
184.7 x 103 129.9 x 103
54.8 x 103
1.82 x 10-5
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO COEFICIENTES DE PELÍCULA
DE TRANSFERENCIA DE MASA
H y2

1
( H yi  H y )
H y1
71700
dH y
 1.82
H yi  H y
129900
G
z
M B kG aP
H y2

H y1
dH y
H yi  H y
1.356
z
(1.82)
7
5
(29)(1.207 x10 )(1.013x10 )
z  6.98m


m3
  (2.83x103  4.56 x103 H )T ( K )
VH 
 kgaire sec o 
Con la temperatura de entrada del aire de 29.4 ºC y su humedad
H1 = 0.0165


m3
  (2.83x103  4.56 x103 x0.0165)(29.4  273.15)
VH 
 kgaire sec o 
3
m
VH  0.8970
kg.aire. sec o
Del aire húmedo calculamos la cantidad de aire seco con el
volumen húmedo.
m3aire.húmedo
1h
1kg.aire. sec o
kg.aire. sec o
15000
x
x
 4.6451
3
h
3600s 0.897m .aire.húmedo
s
Calculamos el área transversal de la torre si dividimos el flujo
de aire fresco sobre la velocidad de flujo del aire en la torre:
kg.aire. sec o
4.6451
2
s
área 
 3.43m
kg.aire. sec o
1.356
2
s.m
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO COEFICIENTES GLOBALES DE
TRANSFERENCIA DE MASA
En la mayor parte de los casos no se dispone de los coeficientes de
película experimentales y sólo se dispone del coeficiente global de
transferencia de masa KGa en kmol/s.m3.Pa o kmol/s.m3.atm y la
ecuación se transforma en:
G
z
M B K G aP
H y2

H y1
dH y
*
Hy  Hy
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Hy2*
Línea de equilibrio
Hy2
Hy*
Hy
Hy1*
Línea de operación
Hy1
TL1
TL
TL2
Temperatura del líquido (°C)
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO COEFICIENTES GLOBALES DE
TRANSFERENCIA DE MASA
La fuerza impulsora Hy* -Hy se calcula para varios valores de TL
entre TL1 y TL2.
TL
TL1
TL2
Hy
Hy*
1/(Hy*- Hy)
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO COEFICIENTES GLOBALES DE
TRANSFERENCIA DE MASA
H y2

1
( H *y  H y )
H y1
Hy1
Hy2
dH y
*
Hy  Hy
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO COEFICIENTES GLOBALES DE
TRANSFERENCIA DE MASA
Finalmente el valor de la integral se reemplaza en la ecuación para
hallar la altura de la torre en metros:
G
z
M B K G aP
H y2

H y1
dH y
*
Hy  Hy
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO LA ALTURA DE UNA UNIDAD
DE TRANSFERENCIA
Muchas veces se usa otra forma del coeficiente de transferencia de
masa de película:
H y2
z  HG

H y1
dH y
H yi  H y
HG
G

M B kG aP
Donde HG es la altura de una unidad de transferencia de
entalpia gaseosa en metros. Se utiliza con frecuencia
puesto que depende menos de las velocidades de flujo que
kGa.
En cambio la integral recibe el nombre de número de
unidades de transferencia.
H y2

H y1
dH y
H yi  H y
DISEÑO DE UNA TORRE DE ENFRIAMIENTO
UTILIZANDO LA ALTURA DE UNA UNIDAD
DE TRANSFERENCIA
Otras veces se usa el coeficiente general de transferencia de masa
Kga en kmol/s.m3.Pa
H y2
H y2
dH y
dH y
G
z

H
OG 
*
*

M B K G aP H y1 H y  H y
H

H
y
y
H y1
Donde HOG es la altura de una unidad de transferencia general de
entalpia gaseosa en metros.
EJEMPLO
• Se desea enfriar agua desde 43.3 ºC hasta 29.4 ºC en
una torre de enfriamiento de agua empacada trabajando
a contracorriente con un un flujo de gas de 1.356 kg de
aire seco/s.m2 y una velocidad de flujo de agua de
1.356 kg de agua/s.m2. El aire de entrada tiene 29.4 ºC
y una temperatura de bulbo húmedo de 23.9 ºC.
• El coeficiente de transferencia de masa KGa tiene un
valor estimado de 1.207 x10-7 kmol/s.m3.Pa . Si la torre
opera a una presión de 1.013 x 105 Pa. Calcular la
altura de la torre empacada.
Agua,
TL2= 43.3 ºC
L
TL
G
TG
Aire,
Agua,
TG1 = 29.4 ºC
TL1=29.4 ºC
TW1= 23.9 ºC
H1= 0.0165 kg agua/kg aire seco


kJ
  1.005  1.88H1 TG1  2501.4 H1
H Y 1 
 kgaire sec o 


kJ
3

HY1

71
.
7
x
10
J / kg
 kgaire sec o 


H y 2  H y1
LcL
pendiente 

G
TL 2  TL1
3
1.356(4.187 x10 )

1.356
H y 2  71.7 x103
43.3  29.4
H Y 2  129.9 x103 j / kg.aire. sec o
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
129900
Línea de operación
LcL H y 2  H y1
pendiente 

G
TL 2  TL1
71700
29.4
43.3
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Hy2*
Línea de equilibrio
129900
Hy*
Hy
Hy1*
Línea de operación
71700
29.4
TL
43.3
Temperatura del líquido (°C)
VALORES DE LA ENTALPÍA
Hy*
Hy
Hy* -Hy
1/(Hy* – Hy)
101 x 103
71.7 x 103
22.7 x 103
4.41 x 10-5
150 x 103
83.5 x 103
24.9 x 103
4.02 x 10-5
175 x 103
94.9 x 103
29.5 x 103
3.39 x 10-5
190 x 103
106.5 x 103
35.3 x 103
2.83 x 10-5
195 x 103
118.4 x 103
43.7 x 103
2.29 x 10-5
200 x 103
129.9 x 103
54.8 x 103
1.82 x 10-5
H y2
1
( H *y  H y )

H y1
71700
G
z 
M B K G aP
dH y
*
Hy  Hy
129900
H
y2

H
y1
dH y
H*
y  H y
1.356
z
(1.72)
7
5
(29)(1.207 x10 )(1.013x10 )
TEMPERATURA Y HUMEDAD DE LA
CORRIENTE DE AIRE EN LA TORRE
• La formación de niebla en la fase
vapor es una limitante para el
intervalo de condiciones prácticas
de operación.
• La niebla se formará cuando la
fase gaseosa global alcanza la
supersaturación. La niebla
representa un inconveniente serio
ya que las pérdidas de agua son
elevadas en una operación de
enfriamiento de agua y en una
operación de deshumidificación
se frustra el objetivo principal.
MÉTODO DE MICKLEY
La velocidad de transferencia de calor sensible en el gas es:
qs
 hG a (Ti  TG ) dz  Gcs dTG
A
Combinando con:
GdH y  M B kG aPdz ( H yi  H y )
cs
hc a

kG aM B P
MÉTODO DE MICKLEY
Se genera:
dH y
dTG

H yi  H y
Ti  TG
TG
Ti  TG

H y
H yi  H y
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Temperatura de
salida del aire
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
• La construcción paso a paso de Mickley puede proceder
en sentido opuesto para determinar las constantes kGa, hca
y hLa partir de un sólo conjunto de datos de prueba.
Línea de equilibrio
J/kg gas seco
Temperatura de
salida del aire
Hy2
Línea de operación
Hy1
TL1
TL2
TG1
Temperatura del líquido (°C)
TEMPERATURA DE BULBO
HÚMEDO DEL AIRE DE SALIDA
La temperatura de bulbo húmedo del aire de salida TG2
se puede encontrar con la entalpía de salida y con la
temperatura de bulbo seco del aire de salida hallada por
el método de Mickley. Con la fórmula de la entalpía y la
temperatura se puede hallar la humedad y luego con eso
en la carta se halla la temperatura de bulbo húmedo.


kJ
  1.005  1.88H 2 TG 2  2501.4 H 2
H Y 2 
 kgaire sec o 
EJEMPLO
• Se desea enfriar agua desde 43.3 ºC hasta 29.4 ºC en una torre de
enfriamiento de agua empacada trabajando a contracorriente con
un flujo de aire húmedo de 15000 m3/h. Se desea que en la torre
la velocidad de flujo del aire sea de 1.356 kg de aire seco/s.m2 y
una velocidad de flujo de agua de 1.356 kg de agua/s.m2. El aire
de entrada tiene 29.4 ºC y una temperatura de bulbo húmedo de
23.9 ºC.
• El coeficiente de transferencia de masa kGa tiene un valor
estimado de 1.207 x10-7 kmol/s.m3.Pa y hLa/kGaMBP es 4.187 x
104. Si la torre opera a una presión de 1.013 x 105 Pa. Calcular:
• A) La temperatura de salida del aire.
• B) La temperatura de bulbo húmedo de la salida del aire.
Agua,
TL2= 43.3 ºC
L
TL
G
TG
Aire,
Agua,
TG1 = 29.4 ºC
TL1=29.4 ºC
TW1= 23.9 ºC
H1= 0.0165 kg agua/kg aire seco
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
29.4
43.3
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Línea de equilibrio
Hy2
Línea de operación
Hy1
29.4
43.3
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Temperatura de salida
del aire es 31 ºC
Hy2
Hy1
29.4
43.3
Temperatura del líquido (°C)


kJ
  1.005  1.88H1 TG1  2501.4 H1
H Y 1 
 kgaire sec o 


kJ
3

HY1

71
.
7
x
10
J / kg
 kgaire sec o 


H y 2  H y1
LcL
pendiente 

G
TL 2  TL1
3
1.356(4.187 x10 )

1.356
H y 2  71.7 x103
43.3  29.4
H Y 2  129.9 x103 j / kg.aire. sec o


kJ
  1.005  1.88H 2 TG 2  2501.4 H 2
H Y 2 
 kgaire sec o 
129900  1.005  1.88H 2 (31)  2501.4H 2
H2 
Con la humedad y la temperatura de bulbo seco de la salida del aire
se va a la carta psicrométrica se determina la temperatura de bulbo
húmedo del aire de salida.
 Humedad relativa
90
70 60 50
40
30
20
30
0.025
0.020
25
0.015
20
0.010
15
10
0.005
5
0
-5
-10
-10
 Humedad absoluta kg/kg aire seco
Carta
psicrométrica
0.000
-5
0
5
10
Tª bulbo seco ºC
35
40
45
50
55
60
DETERMINACIÓN DE
COEFICIENTES DE PELÍCULA
1) Con las temperaturas globales de entrada y salida del agua
y del aire, así como las humedades del aire, quedan fijados
los puntos extremos de la línea de operación y las
condiciones iniciales y finales del aire.
2) La curva de la condición de aire se obtiene suponiendo un
valor de –hLa/kGa y graficando la curva paso a paso. Si
esta curva no cumple la condición final debe escoger un
nuevo valor de –hLa/kGa
3) Una vez que se encuentra un valor apropiado de la
relación –hLa/kGa se lee la fuerza impulsora.
PROCEDIMIENTO
Se calcula la integral y conociendo el valor de z:
G
z 
M B kG aP
Se obtiene kGa.
Luego:
H y2

H y1
dH y
H yi  H y
hL a

 valor
kG a
Se obtiene hLa.
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Hy1
Línea de operación
Línea de equilibrio
Hy2
En la torre de deshumidificación el agua
fría se usa para reducir la humedad y la
temperatura del aire que entra.
TL2
TL1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Hy1
Para coeficientes de película
Hy2
H y1
dH y
G
z
M B kG aP Hy 2 H y  H yi
TL2
TL1
Temperatura del líquido (°C)
Entalpia Hy
J/kg gas seco
Hy1
Para coeficientes globales
Hy2
H y1
dH y
G
z
*

M B K G aP H y 2 H y  H y
TL2
TL1
Temperatura del líquido (°C)