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UNIVERSIDAD NACIONAL DEL CENTRO DEL PERÚ
FACULTAD DE INGENIERIA QUÍMICA
“EVALUACION EXPERIMETAL DE LA EFICIENCIA GLOBAL DE LA COLUMNA DE
DESTILACION DEL LABORATORIO DE OPERACIONES Y PROCESOS UNITARIOS,
USANDO UN REHERVIDOR DE CALENTAMIENTO INDIRECTO”
TESIS
Para optar el título profesional de Ingeniero Químico
PRESENTADO POR:
Bach. REYMUNDO SOTO, Enma
Bach. VILCHEZ ALVA, Consuelo Francisca
HUANCAYO - PERU
2009
1
ASESOR:
ING. ORLANDO, VILCA MORENO
2
DEDICATORIA
Dedicado a mi mamá Nerida Anatolia por su
ejemplo de coraje y valor frente a la vida, a mi
papá Adolfo Víctor por sus enseñanzas y su
fuerza de voluntad frente a las dificultades, a
mis hermanos Danitza, Edison, Gustavo por
sus palabras de aliento en los momentos más
difíciles y su incondicional apoyo
y a todas
aquellas personas que Dios puso en mi camino
los cuales fueron mi guía y un gran apoyo para
la culminación de este gran paso, anhelo mío,
de mi familia, y de mis grandes amigos.
Consuelo.
Dedicado a mi papá Epifanio por sus palabras
de aliento, a mi mamá Patricia por su fuerza de
empuje y las ganas que le pone para hacer las
cosas; y mis hermanos Emiliano, Rolando,
Justina, Gladis, Juan quienes me apoyaron en
los buenos y malos momentos de mi vida y
nunca vacilaron y a aquellas personas que de
alguna u otra manera me apoyaron con sus
criticas y comentarios haciendo realidad este
proyecto,
logrando así cumplir el sueños y
deseos.
Enma.
3
AGRADECIMIENTO
Agradecemos en primer lugar a Dios, quien nos brinda vida, salud, inteligencia, guía y cuidado
hasta hoy, que ha permitido hacer realidad nuestro deseo de lograr esta tesis, y de vivir en tu
misericordia, tu amor, tus promesas, tu paz y seguridad en las pruebas que pondrás en nuestro
camino…..!Gracias Señor!
Nuestro eterno agradecimiento padres queridos, por el sublime deseo de vernos realizados,
logro que es vuestra satisfacción. Este agradecimiento va más allá de las palabras, que solo el
tiempo sabrá saldar.
Agradezco al Ing Elias Sanabria, por vuestra paciencia, por vuestra simpatía, por vuestra
comprensión, y
Gracias a cada uno de nuestros amigos y compañeros, por vuestra simpatía y amistad, por
sus bromas que cada día le daban un matiz cálido a nuestra vida estudiantil, gracias Facultad
de Ingeniería Química por albergarnos en tus aulas, por que en tu seno crecimos y nos hemos
formado
Finalmente;
¡Gracias a todos!....... y…. ¡que Dios los bendiga!
LOS AUTORES
4
RESUMEN
Actualmente la Facultad de Ingeniería Química cuenta con una columna multipropósitos de 20
platos perforados de 5” de diámetro y 141,73“ de altura, con sus respectivos equipos auxiliares:
tanque de alimentación, condensador y bomba. La dificultad que presentaba la Columna para
destilar es que el vapor que ingresa tenia contacto con los componentes de alimentación lo
cual generaba un producto de baja concentración, por tal motivo fue necesario instalar un
rehervidor.
Ante este panorama, el objetivo trazado fue el de diseñar, construir un rehervidor y instalar en
la columna de destilación multipropósitos, y evaluar
Para logra nuestro objetivo, se procedió a rediseñar la columna a fin de verificar los parámetros
de diseño involucrados, de modo que, a partir de ellos se realizara el diseño y construcción de
los intercambiadores usando el método Efectividad del intercambiador de calor; una vez
instalados se procedió a su puesta en marcha.
proyecto se propone evaluar experimentalmente en la columna de destilación, mediante la
instalación de un rehervidor de calentamiento indirecto, para obtener un destilado con mayor
concentración y lograr una mayor eficiencia en la columna, para ello se diseñará, construirá e
instalará un rehervidor realizando Balance de materia y energía. Se utilizara una metodología
experimental. El proyecto tiene un costo aproximado de S/. 3,500 nuevos soles, este costo va
ha ser solventado por recursos propios.
El Laboratorio de la Facultad de Ingeniería Química de la Universidad Nacional del Centro del
Perú –Huancayo, cuenta con una columna de destilación de múltiple etapas de equilibrio
incompleta, que fue diseñada y construida, pero cuyo funcionamiento no se dio por la falta del
condensador y rehervidor, elementos fundamentales en este tipo de separadores, que ha
postergado su empleo en la labor docente para el que fue construido.
Ante este panorama, el objetivo trazado fue el de diseñar y construir el condensador y
rehervidor y ponerlo en servicio para la juventud estudiosa de la Facultad.
Para logra nuestro objetivo, se procedió a rediseñar la columna a fin de verificar los parámetros
de diseño involucrados, de modo que, a partir de ellos se realizara el diseño y construcción de
los intercambiadores usando el método Efectividad del intercambiador de calor; una vez
instalados se procedió a su puesta en marcha.
De los resultados del diseño se observa que el condensador consta de dos placas y el
rehervidor de tres placas de acero inoxidable serie 316 respectivamente, cada uno con flujo de
fluidos en contracorriente. De las corridas experimentales en la puesta en marcha, se obtuvo
concentraciones de destilado de etanol de 76 % mol, que concuerda con los cálculos teóricos
de rediseño de la columna y los referidos en la literatura especializada para la presión de
trabajo, además que cada una de las partes de la columna reproduce con gran precisión el
fenómeno de la operación de destilación.
5
INTRODUCCIÓN
En la mayoría de las plantas de procesos se presenta la necesidad de transferir energía entre
fluidos o de fluidos a sólidos, tanto para calentar, enfriar, evaporar como para efectuar
tratamientos térmicos, etc. Esta operación cumple muchas veces un papel fundamental en el
procedimiento de elaboración ya que de ella puede depender la calidad de un producto o la
eficiencia del proceso mismo en cuestión, en donde las temperaturas son parámetros críticos
En muchas situaciones estas operaciones de transferencia de calor deben efectuarse en
tiempos muy cortos, a altas velocidades de transmisión, dado que algunos de los productos
pueden alterarse.
La separación de los componentes de las mezclas en la destilación se basa en los diferentes
puntos de ebullición que tienen cada componente de la mezcla así como también las
volatilidades relativas de cada componente, ya que por medio de la temperatura de operación
que se acondicione al equipo, algunos componentes se volatilizaran primero los que alcancen
su temperatura de ebullición quedando aun los que no la alcanzaron hasta ese instante. Así se
logran separar dos componentes o muchos más, dadas las condiciones del sistema, esto
quiere decir a cierta temperatura y presión de operación.
La destilación se realiza por medio de las columnas, estos equipos constan de un cuerpo que
es el principal soporte de la mezcla y es en donde se colocan los platos perforados, relleno,
etc. Y de un rehervidor y condensador.
Diseñar una columna de destilación no es un asunto complicado pero si requiere de
información; el diseño del rehervidor y del condensador, partes esenciales de la columna
también se torna tediosa mas no complicada, realizando cálculos se determina el área de
transferencia a de calor.
Los intercambiadores de placas son equipos muy difundidos en la Industria de Procesos
cubriendo una amplia gama de aplicaciones. Presentan características especiales tanto en su
diseño como en la operación que los hace motivo de un estudio particular
La mayor parte de la literatura sobre los intercambiadores de placas proviene de los fabricantes
de equipos (quienes poseen el know-how) y su difusión está generalmente restringida al ámbito
industrial, es decir entre sus usuarios, es un esfuerzo pionero del diseño, construcción,
instalación y puesta en marcha de este equipo que tien muchas ventajas respecto a otros
intercambiadores de calor.
LOS TESISTAS
6
OBJETIVOS
OBJETIVOS GENERAL
Evaluar experimentalmente la eficiencia global de la
columna multipropósitos del
Laboratorio de Operaciones y Procesos Unitarios, usando un rehervidor de calentamiento
indirecto.
OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Diseñar un rehervidor (intercambiador de placas) para la puesta en operación de la
columna de destilación.
Construir el rehervidor (intercambiador de placas) para la puesta en operación de la
columna de destilación.
Acondicionar el rehervidor (intercambiador de placas) a la columna de destilación para
mantener la temperatura de operación adecuada para una mezcla etanol y agua.
Operar la columna de destilación utilizando la mezcla Etanol-Agua en el Laboratorio de
Operaciones y Procesos Unitarios de la Facultad de Ingeniería Química de la Universidad
Nacional del Centro del Perú.
7
TABLA DE CONTENIDOS
DEDICATORIA
I
AGRADECIMIENTO
Ii
RESUMEN
Iii
INTRODUCCION
Iv
OBEJTIVOS
v
TABLA DE CONTENIDOS
ÍNDICE DE TABLAS
ÍNDICE DE FIGURAS
INDICE DEL APENDICE
NOMENCLATURA
CAPITULO I
REVISIÓN BIBLIOGRAFICA
1.1 DESCRIPCIÓN DE LA COLUMNA MULTIPROPÓSITOS
1.2 DESTILACION
1.3 PROCESO DE DESTILACIÓN CONTINUA
1.3.1 Temperatura de tope
1.3.1.1 Temperatura de tope en mezclas binarias: Método grafico
1.3.1.2 Temperaturas de tope en mezclas binarias: método de Dodge
1.3.2 Temperatura de fondo
1.3.2.1 Temperatura de fondo en mezclas binarias: Método grafico
1.3.2.2 Temperaturas de fondo de mezclas binarias: Método de Dodge
1.3.3 Volatilidad relativa
1.3.3.1 Método promedio aritmético
1.4
1.3.3.2 Método del promedio geométrico o de Gallagher
DISEÑO DE COLUMNAS DE DESTILACIÓN PARA MEZCLA BINARIAS
1.4.2
1.4.1 El método de McCabe-Thiele.
1.4.1.2 Construcción del diagrama de equilibrio
1.4.1.3 Calculo de las composiciones molares
1.4.1.4 Calculo de la línea de operación en la zona de rectificación
1.4.1.5 Línea de operación en la zona de agotamiento.
1.4.1.6 Línea de alimentación o línea “ q ”
1.4.2
DETERMINACION
DE
NUMEROS
1.4.1.7
DE
ETAPAS
DE
1.4.3
EQULIBRIO
TEORICO: NT
1.4.4
1.4.5
Determinación de la relación de reflujo mínimo Rm
8
1.5
REHERVIDOR
1.5.1Rehervidor Total.
1.5.1
1.5.2 Rehervidor Parcial
1.6
INTERCAMBIADORES DE CALOR
1.6.1 Tipos de intercambiadores de calor
1.6.1.1 INTERCAMBIADORES DE PLACA
A) COSTO INICIAL Y COSTOS DE OPERACIÓN
B)
CARACTERÍSTICAS
C) DISPOSICIÓN DE LAS PLACAS
E) MODELOS DE FLUJO Y ARREGLOS
F) CONSIDERACIONES PARA EL DISEÑO
G) PROCEDIMIENTO DE DISEÑO
CAPITULO II
DISEÑO DEL REHERVIDOR
2.1 DISEÑO DEL REHERVIDOR TIPO PLACAS
2.1.1 Balance Térmico en Fondo de la Columna
o
2.1.1.1 Cálculo de flujo másico del vapor vivo: mS
a) Datos disponibles
b) Cálculo del calor latente de vaporización en el fondo de la
HV
columna:
2.1.1.2 Cálculo del calor latente del vapor vivo que ingresa al rehervidor:
HS
2.1.2 Cálculo del Área de Transferencia de Calor del Rehervidor: AREHERVIDOR
a) Cálculo de la temperatura media logarítmica ( Tml )
b)
c) Calculo del coeficiente de transferencia de calor
d)
e) Calculo del área total
f)
2.1.3 Calculo del número de placas del rehervidor ( N p )
2.1 CONSTRUCCIÓN DEL INTERCAMBIADOR
2.1.1 MATERIALES Y EQUIPOS PARA LA CONSTRUCCIÓN DEL EQUIPO
a)
Materiales
b)
c)
Equipos
d)
2.1.2 PASOS DE LA CONSTRUCCIÓN SE EXPLICAN A CONTINUACIÓN
CAPÍTULO III
MATERIALES Y PROCEDIMIENTOS
3.1 MATERIALES
3.1.1 Materia prima
9
3.1.2 Materiales de laboratorio.
3.1.3 Equipos
3.1.4 Instrumentos
3.2 PROCEDIMIENTO DE LA CORRIDA EXPERIMENTAL ETANOL-AGUA
3.2.1 Procedimiento previo
3.2.2 Procedimiento de operación
3.3 CALDERO DEL LABORATORIO DE OPERACIONES Y PROCESOS UNITARIOS
3.4 PREPARACIÓN DE LA MEZCLA DE ALIMENTACIÓN
3.5 MEDICIÓN DEL ÍNDICE DE REFRACCIÓN
3.5.1 Curva de calibración
3.5.1.1 Procedimiento experimental.
CAPITULO IV
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
4.1 REDISEÑO DE LA COLUMNA
4.1.1 Especificaciones de las corrientes de alimentación, de residuo y destilado
4.1.1.2
4.1.1.1 Conversión de QF a unidades molares
4.1.2
Balance de Materia alrededor de la Columna
4.1.3
Cálculo de la Pendiente de la línea de alimentación
4.1.3
4.1.4
4.1.4 Cálculo de la Relación de Reflujo Mínimo en la Columna Rm
4.1.4.1 Cálculo de la ordenada en el origen a la condición mínima bm
4.1.5 Cálculo de la Relación de Reflujo Externo para la Columna R
4.1.6 Cálculo de la Ordenada en el Origen a la Relación de Reflujo Externo para la
Línea de Operación de la Zona de Rectificación bR
4.1.7 Cálculo del Número de Etapas de Equilibrio Teórico
4.1.8
4.1.8 Cálculo de la eficiencia
4.1.9 Cálculo de Flujo de Vapor en la Columna
4.1.9.1 Cálculo del peso molecular medio en destilado: M D
o
4.1.9.2 Cálculo de flujo de masa en destilado: m D
4.1.9.3 Cálculo de temperatura de referencia a condiciones normales To
10
4.1.9.4 Cálculo de la temperatura media de la columna Tm
4.2 RESULTADOS EXPERIMENTALES DE COMPOSICION MOLAR EN EL FONDO Y
TOPE DELA COLUMNA
4.3 MEDICIONES DE TEMPERATURA EN ENTRADA Y SALIDA DE VAPOR VIVO EN
EL REHERVIDOR DE PLACAS IMPLEMENTADA
4.4 MEDICIONES DE TEMPERATURA EN ENTRADA Y SALIDA DE MEZCLA ETANOLAGUA EN EL REHERVIDOR DE PLACAS
4.5 MEDICIONES DE TEMPERATURA DE ENTRADA Y SALIDA DEL AGUA DE
REFRIGERACION EN EL CONDENSADOR DE PLACAS IMPLEMENTADA
4.6 MEDICIONES DE TEMPERATURA DE ENTRADA Y SALIDA DE LA MEZCLA
VAPOR AGUA-ETANOL EN EL CONDENSADOR DE PLACAS IMPLEMENTADA
4.7 MEDICIONES DE LOS FLUJOS DE ALIMENTACIÓN, DESTILADO Y FONDO
4.8 DISEÑO DEL INTERCAMBIADOR DE PLACAS
4.9 EFICIENCIA GLOBAL DE LA COLUMNA MULTIPROPOSITOS
CONCLUSIONES
RECOMENDACIONES
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
PAGINAS WEB
APENDICE
11
ÍNDICE DE TABLAS
Tabla 1.1 Relaciones entre q , línea- q , y flujos de la columna
Tabla 3.1 Preparación de la curva de calibración
Tabla Nº 4.1 Data experimental de composiciones molares en la corriente
líquida en el tope y fondo de la columna
Tabla Nº 4.2 Data experimental de las temperaturas de entrada y salida del
vapor vivo en el
rehervidor de placas
Tabla Nº 4.3 Data experimental de las temperaturas de entrada y salida de la
mezcla líquida etanol-agua
en el rehervidor de placas
Tabla Nº 4.4 Data experimental de las temperaturas de entrada y salida del
agua de refrigeración
en el condensador de placas
Tabla Nº 4.5 Data experimental de las temperaturas de entrada (vapor) y
salida (líquida) de la mezcla
etanol-agua en el condensador de placas
Tabla Nº 4.6 Data experimental de las temperaturas de
alimentación, destilado y fondo
los flujos de
Tabla A.1 Propiedades físicas del etanol a 1Atm
Tabla A.2 Propiedades fisicas del agua a 1 atm
Tabla B.1 Comparación de parámetros de un
Intercambiador de placas vs de casco y tubos
12
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura Nº 1.1 Columna de Destilación. Fuente: Luís Moncada Albitres
Figura Nº 1.2 Proyecciones para determinar la temperatura de tope en una mezcla binaria
Figura Nº 1.3 proyecciones para determinar la temperatura de fondo en una mezcla binaria
Figura Nº 1.4 diagrama de MC CABE THIELE. Fuente:
http://www.diquima.upm.es/Investigacion/proyectos/chevic/catalogo/COLUMNAS/McCabe.ht
m
Figura Nº 1.5 Zona de Rectificación. Fuente: Arturo Melgar Merino
Figura Nº 1.6 Línea de operación en la zona de rectificación con su pendiente y ordenada en
el origen. Fuente: Arturo Melgar Merino
Figura Nº 1.7 Zona de Agotamiento de la columna de destilación. Fuente: Arturo Melgar
Merino
Figura Nº 1.8 Línea de operación en la zona de agotamiento. Fuente: Arturo Melgar Merino
Figura Nº 1.8 Zona de alimentación. Fuente: Arturo Melgar
Fig 1.9 Líneas de alimentación en el diagrama de Mc Cabe-Thiele. Fuente: Luís Moncada
Albitres
Fig 1.10 Número de etapas de equilibrio teorico.Fuente: Luis Moncada
Fig 1.11 Número de etapas de equilibrio teorico.Fuente:Elaboracion propia
Fig 1.12 R Rm . Fuente: Luis Moncada
Figura Nº 1.13 Tipos de intercambiadores de calor. Fuente: www.eproseinindustrial.com.mx/5127.html?*ses
Fig. 1.14 Comparación de costos para intercambiadores
Fig. 1.15 Partes del intercambiador de placas
Fig. 1.16 Flujos en un intercambiador de placas
Fig. 1.17 Disposición de las empaquetaduras
Fig. 1.18 Modelos de flujo y arreglos
Figura Nº 3.1 Refractómetro CARL ZEISS- JENA. Fuente:
www.virtual.unal.edu.co/.../pages/lab_1.htm
O
Figura Nº 3.2 Curva de calibración de las proporciones de etanol-agua a 20 C
Figura Nº 4.1 Especificaciones de las corrientes en la columna
Figura Nº 4.2 Determinación de la ordenada en el origen a la condición mínima para calcular
la relación de reflujo mínimo de la columna
Figura Nº 4.3 Determinación del número de etapas de equilibrio teórico
Figura Nº 4.3 Placas del Intercambiador
C.1 Diagrama de equilibrio para la mezcla etanol- agua a 520 mmHg
C.2 Diagrama del punto de ebullición para la mezcla etanol-agua a 520 mmHg
13
ÍNDICE DE APÉNDICE
APÉNDICE A
PROPIEDADES FISICAS DEL ETANOL Y EL AGUA
APÉNDICE B
Tabla B.1 Comparación de parámetros de un
Intercambiador de placas vs de casco y tubos
APÉNDICE C
C.1 Diagrama de equilibrio para la mezcla etanol- agua a 520 mmHg
C.2 Diagrama del punto de ebullición para la mezcla etanol-agua a 520 mmHg
NOMENCLATURA
SIMBOLO
A
ANTB AGUA
ANTB ETANOL
ANTC AGUA
ANTC ETANOL
APLACA
AREHERVIDOR
B
bm
bA
bR
C
Cp MEZCLA
Cp AGUA
DENOMINACION
Area de transferencia de calor en el
intercambiador
Constante de Antoine B para el agua
o
en unidades P: atm y T: F
Constante de Antoine B para el etanol
o
en unidades P: atm y T: F
Constante de Antoine C para el agua
o
en unidades P: atm y T: F
Constante de Antoine C para el etanol
o
en unidades P: atm y T: F
Area de la placa
Area de transferencia de calor en el
rehervidor
Corriente molar del producto de fondo
de la columna
Ordenada en el origen a la relación de
reflujo mínimo
Ordenada en el origen de la línea de
operación de la zona de agotamiento
Ordenada en el origen de la línea de
operación de la zona de rectificación
Constante de la velocidad de
Capacidad calorífica de la mezcla
Capacidad calorífica del agua
UNIDADES
m2
Adimensional
Adimensional
Adimensional
Adimensional
m2
m2
kmol
h
Adimensional
Adimensional
Adimensional
Adimensional
Btu
Lb.O F
Btu
Lb.O F
14
CpW
Cp ETANOL
Capacidad calorífica del agua de
refrigeración
CC
Capacidad calorífica del etanol
Capacidad calorífica del fluido caliente
Cf
Capacidad calorífica del fluido frío
C mán
Capacidad calorífica máxima
Cp L
Capacidad calorífica media del líquido
CpV
Capacidad calorífica media del vapor
C mín
Capacidad calorífica mínima
C*
Relación entre C mín y C mán
Corriente molar del destilado
D
F
H LIQUIDO
H VAPOR
Flujo molar de la corriente de
alimentación
Entalpía de la fase líquida
L
Entalpía de la fase vapor
Corriente molar del líquido en la zona
de agotamiento de la columna
L
Corriente molar del líquido en la zona de
rectificación de la columna
LF
Corriente molar del líquido en
alimentación
o
mW
Flujo de agua de refrigeración
o
mS
Flujo de vapor vivo
o
mD
mq
mA
mR
MD
M MEDIA . F
N TOTALES .F
Flujo másico del destilado
Pendiente de la línea de alimentación
Pendiente de la línea de operación de
la zona de agotamiento
Pendiente de la línea de operación de
la zona de rectificación
Peso molecular en corriente de
destilado
Peso molecular media en alimentación
NR
Moles totales en alimentación
Número de etapas de equilibrio real
NT
Número de etapas de equilibrio teórico
N PLACAS .REHERVIDOR
Número de placas en el
intercambiador
Btu
Lb.O F
Btu
Lb.O F
Btu
Lb.O F
Btu
Lb.O F
Btu
Lb.O F
Btu
Lb.O F
Btu
Lb.O F
Btu
Lb.O F
Adimensional
kmol
h
kmol
h
Btu
Lb
Btu
Lb
kmol
h
kmol
h
kmol
h
Lb
h
Lb
h
kg
h
Adimensional
Adimensional
Adimensional
kg
kmol
kg
kmol
kmol
unidades
unidades
unidades
15
NTU
NTU REHERVIDOR
PS
QREHERVIDOR
Q
Número de Unidades de Transferencia
Número de unidades de transferencia
en el rehervidor
Presión del vapor vivo
Flujo de calor en el rehervidor
Flujo real de transferencia de calor
QF
Qmáx
q
R
Rmín
TO
t1
TCent
T f ent
Flujo volumétrico en la alimentación
Máximo flujo de calor que podría
transferirse
Cociente entre el liquido en
alimentación y el total de alimentación
Relación de reflujo externo
Relación de reflujo mínimo
Temperatura a C.N.
Temperatura de entrada a la placa
Temperatura de entrada del fluido
caliente
Temperatura de entrada del fluido frío
T f1
Temperatura de ingreso del agua de
refrigeración
Temperatura de ingreso del fluido
caliente
Temperatura de ingreso del fluido frío
t2
Temperatura de salida de la placa
TING
TC1
unidades
Adimensional
kg
cm2
Btu
h
kcal
s.o K
L
h
kcal
s.o K
Adimensional
Adimensional
Adimensional
o
o
K
C
o
F
o
F
o
F
o
F
o
F
C
o
Tf 2
Temperatura de salida del agua de
refrigeración
Temperatura de salida del fluido
caliente
Temperatura de salida del fluido frío
Tf
Temperatura del fluido frio
o
TPB
Temperatura del punto de burbuja
K
o
K
o
C
o
K
o
F
o
R
o
C
Temperatura del vapor vivo
o
C
Temperatura media de la columna
Temperatura media de la parte inferior
de la columna
Temperatura media de la parte
superior de la columna
Coeficiente global de transferencia de
calor
o
K
o
K
TSAL
TC 2
T PB .TOPE
TPR
TPR.o F
TPR.o R
T PR .TOPE
TS
Tm
Tm''
Tm'
U
Temperatura del punto de burbuja en
tope
Temperatura del punto de rocio
Temperatura del punto de rocio en
grados Fahrenheit
Temperatura del punto de rocio en
grados Rankine
Temperatura del punto de rocio en
tope
o
F
o
F
o
F
o
K
kcal
m 2 .s
16
U REHERVIDOR
VF
V
V
Coeficiente global de transferencia de
calor para el rehervidor
Corriente molar del vapor en
alimentación
Corriente molar del vapor en la zona
de agotamiento de la columna
Corriente molar del vapor en la zona
de rectificación de la columna
VV
Velocidad másica del vapor
x m''
Composición media del líquido en la
parte inferior de la columna
Composición media del líquido en la
parte superior de la columna
Composición molar de la corriente de
destilado
Composición molar de la corriente
residual de la columna
Composición molar del vapor en
cualquier instante
Composición media del vapor en la
parte inferior de la columna
Composición media del vapor en la
parte superior de la columna
xm'
xD
xB
y
y m''
y m'
kcal
m 2 .s
kmol
h
kmol
h
kmol
h
kg
h
Adimensional
Adimensional
Adimensional
Adimensional
Adimensional
Adimensional
Adimensional
17
CAPÍTULO I
REVISIÓN BIBLIOGRAFICA
1.1 DESCRIPCIÓN DE LA COLUMNA MULTIPROPÓSITOS
En el Laboratorio de operaciones y procesos unitarios se cuenta con el cuerpo de la
columna de destilación de múltiple etapas de equilibrio, previamente diseñada y
construida, de características y dimensiones siguientes:
Características Técnicas
Equipo principal: columna de 20 platos perforados, constituido por 6 cuerpos:
Cuerpo I: Platos 1, 2, 3
Cuerpo II: Platos 4, 5, 6, 7
Cuerpo III: Platos 8, 9, 10, 11
Cuerpo IV: Platos 12, 13, 14, 15
Cuerpo V: platos 16, 17, 18, 19
Cuerpo VI: Platos 20
Material:Todo
(
el equipo a excepción de la bomba) Esta construido en acero inoxidable.
Dimensiones de la columna:
Diámetro: 5 pulg.
Altura: 5m (medido desde la base hasta el condensador)
Altura de la column
a: 3,6m
Alimentación como líquido: plato 10 ò 14
Alimentación como vapor
: platos 2, 11 `o 16
Equipoauxiliar:
Tanque de alimentación
Capacidad: 100 l
Condensador
18
Nº Tubos: 09
Longitud de los tubos: 50cm
Diámetro del intercambiador: 4 pulg
Diámetro de
los tubos: 1 pulg
2
Área de transferencia: 0.36
m
Bomba
Marca: pedrollo
Potencia: 0.5 Hp
Material: Acero al carbono
Soporte del equipo
Altura: 6 m
Material: acero al carbono
Se incluyen 03
alimentaciones
como vapor (o gas) de tal manera quemna
la colu
también se
puede utilizar parcialmente
(unacierta cantidad de platos, no la totalidad)
OPERACIONES UNITARIAS A REALIZAR
El equipo puede trabajar como absorbedor, o destilador (operación continua).
Sistema de medición
Se puede medir los siguientes
os: fluj
Caudal volumétrico de alimentación
Caudal volumétrico del reflujo.
Caudal del vapor
Además se cuenta con los siguientes puntos de medición de temperatura:
Temperatura del tanque de alimentación
Temperatura de las dos alimentación
Temperatura de tres
las entradas de vapor
Temperatura del reflujo
Temperatura de 6 platos de la columna
Temperatura del vapor de salida del tope de la columna
Temperatura del producto de fondos que sale de la columna
Temperatura de las 4 corrientes del condensador
Nº de u
pntos de medición de temperatura:19
19
1.2 DESTILACION
La destilación se define como la operación básica mediante la cual se separa una
mezcla de líquidos, de distinta volatilidad, en sus componentes puros; esto se consigue
mediante la realización sucesiva de una serie de etapas de vaporización y
condensación; en cada una de estas etapas se incrementar la proporción del
componente más volátil en la fase vapor.
Los principales tipos de destilación son:
Destilación continúa (por fraccionamiento).
Destilación extractiva.
Destilación azeotrópica.
Destilación por lotes (“batch”).
Destilación de equilibrio (“flash”).
Destilación dinámica.
1.3 PROCESO DE DESTILACIÓN CONTINUA
Los procesos de separación alcanzan sus objetivos mediante la creación de dos o más
zonas que coexisten y tienen diferencias de temperatura, presión, composición o fase.
Cada especie molecular de la mezcla que se va a separar reaccionará de un modo único
ante los ambientes presentes en esas zonas. En consecuencia conforme el sistema se
desplaza hacia el equilibrio, cada especie establecerá una concentración diferente en
cada zona dando como resultado una separación entre las especies. Las características y
flujos de un proceso convencional de destilación se ilustran en la Fig. 1.1. En una columna
de destilación, las fases de vapor y líquido fluyen en contracorriente dentro de una zona de
transferencia de masa. La columna es equipada con platos o empaques para maximizar el
contacto entre las dos fases. Para mejorar la operación, algo de la corriente del tope es
retornada como un reflujo líquido (L0). La razón de reflujo (R) es definida como la razón de
L0 a producto del tope (D).
[1]
20
Figura Nº 1.1 Columna de Destilación. Fuente: Luís Moncada Albitres
R
L0
D
(1.1)
Donde:
R : Razón (o relación) de reflujo externo, adimensional
L0
: Cantidad de líquido retornado como reflujo a la columna,
D : Cantidad de producto del tope,
mol
tiempo
mol
tiempo
La ventaja de la destilación es su simplicidad, bajo capital de inversión, y bajo riesgo
potencial. En efecto, la destilación es el proceso de elección para separar componentes
térmicamente estables a sus puntos de ebullición y que tengan una volatilidad relativa de
1,5 o más.
[1]
En el lado negativo la destilación tiene una baja eficiencia termodinámica. La destilación
puede ser no atractiva cuando se presentan azeótropos, o cuando se deba separar bajas
concentraciones de componentes con alto punto de ebullición que estén presentes en
grandes volúmenes de agua.
[1]
En muchas aplicaciones la destilación es más ventajosa que los demás procesos de
separación debido a su diagrama de flujo simple y costos de capital bajos.
[1]
1.3.1 Temperatura de tope
La temperatura de tope de la columna es equivalente a la temperatura del punto de
roció de una mezcla liquida en el tope. Que se define como la combinación de la
temperatura y presión a las cuales se forma la primera gota de líquido. La cantidad de
líquido que se forma es tan pequeña que se puede suponer que no tiene ningún
21
efecto sobre la composición del vapor. La temperatura de tope se calcula para
mezclas binarias y multicomponentes.
1.3.1.1 Temperatura de tope en mezclas binarias: Método grafico
En mezclas binarias, la temperatura de tope se halla a partir del diagrama
temperatura-composición, para ello, se ubica la composición del componente
ligero del tope de la columna, en el eje de la abscisa y se proyecta
verticalmente hasta intersectar la curva del punto de roció, luego esta se
pivotea horizontalmente hasta el eje de temperatura y se lee en ella la
temperatura de tope de la columna. El procedimiento se muestra en la figura
1.2.
Figura Nº 1.2 Proyecciones para determinar la temperatura de tope en una mezcla binaria
1.3.1.2 Temperaturas de tope en mezclas binarias: método de Dodge
El criterio propuesto por Dodge establece que la temperatura de tope de la
columna se halla mediante un proceso iterativo teniendo en cuenta la
definición básica del coeficiente de distribución de equilibrio.
yi
xi
Ki
De donde se despeja: xi
(1.1)
yi
Ki
(1.2)
Hasta encontrar la condición por definición en cualquier sistema estable, que
la suma de las fracciones molares de los componentes debe ser la unidad.
Por lo tanto:
xi
yi
Ki
1
(1.3)
Esta definición constituye el criterio básico para establecer la temperatura y
presión de l tope de la columna. Dodge sugiere el siguiente procedimiento para
el cálculo:
22
a) Se elige el componente clave ligero (CCL), que en este caso es el
componente ligero de la mezcla.
b) Se fija la presión de l sistema P.
c) Se supone un primer valor par la temperatura como T1
d) A la presión fijada y temperatura supuesta, se determina los
coeficientes de distribución en equilibrio para componente, mediante la
definición:
K1
Pi SAT
P
(1.4)
Donde la presión de saturación a la temperatura supuesta T1 se halla
mediante la ecuación de Antoine:
LnPi SAT
ANTB i
T1 ANTC i
ANTAi
e) Se efectúa el calculo de xi
f)
xi
yi
para cada componente.
Ki
xi
Se suma los xi:
g) Si
(1.5)
yi
Ki
1 ,entonces se calcula un xi corregido para el
componente clave ligero mediante:
xCCL
xCCL ( calculado)
(1.6)
xi
h) Se calcula el coeficiente de distribución en equilibrio corregido para el
componente clave ligero mediante: K CCL
i)
y CCL
xCCL
(1.7)
Con el valor del coeficiente de distribución de equilibrio corregido par el
componente clave ligero,
K CCL y la presión P fijada, se calcula la nueva
presión de saturación corregido del componente clave ligero
SAT
PCCL
, en
la definición:
SAT
PCCL
j)
K CCL
Enseguida con el valor
P
(1.8)
SAT
PCCL
, se calcula la nueva temperatura T2CCL en
la ecuación de Antoine despejada:
T2 CCL
ANTC CCL
SAT
ANTACCL LnPCCL
ANTC CCL
(1.9)
k) Luego se repiten los pasos desde d) a j), hasta lograr el rango
confiable:
23
0.995
yi
Ki
1.005
(1.10)
1.3.2 Temperatura de fondo
La temperatura de fondo de la columna es equivalente a la temperatura de punto de
burbuja de una mezcla liquida en el fondo, que se define como la combinación de la
temperatura y presión a las cuales se forma la primera burbuja de vapor. Igualmente
se supone que la cantidad de vapor que se forma es tan pequeña que no tiene ningún
efecto sobre la composición del líquido. La temperatura de fondo se calcula para
mezclas binarias y multicomponentes.
1.3.2.1 Temperatura de fondo en mezclas binarias: Método grafico
En mezclas binarias, la temperatura de fondo se halla a partir del diagrama
temperatura-composición, para ello, como se observa en la Figura 1.3, se
ubica la composición del componente ligero del fondo de la columna, en el eje
de la abscisa y se proyecta verticalmente hasta intersectar la curva del punto
de burbuja, luego esta se pivotea horizontalmente hasta el eje de temperatura
y se lee en ella la temperatura de fondo de la columna.
Figura Nº 1.3 proyecciones para determinar la temperatura de fondo en una mezcla binaria
1.3.2.2 Temperaturas de fondo de mezclas binarias: Método de Dodge
El criterio de Dodge establece que la temperatura del fondo de la columna se
halla mediante un proceso iterativo teniendo en cuenta la definición básica del
coeficiente de distribución en equilibrio expuesto en la ecuación (1.1), de
donde se despeja.
yi
K i xi
(1.11)
Hasta encontrar la condición por definición en cualquier sistema estable, que
la suma de las fracciones molares de los componentes debe ser la unidad.
Por lo tanto:
24
yi
K i xi
1
(1.12)
Criterio básico para establecer la temperatura y presión del fondo de la
columna Dodge sugiere el siguiente procedimiento par el cálculo:
a) Se elegí el componente clave ligero (CCL), que en este caso es el
componente ligero de la mezcla.
b) Se fija la presión del sistema P
c) Se supone un primer valor para la temperatura como T1
d) A la presión fijada y temperatura supuesta T1 se determina los
coeficientes de distribución en equilibrio para cada componente,
mediante la definición:
Pi SAT
P
Ki
Donde la presión de saturación a la temperatura supuesta T1 se halla
mediante la ecuación de Antoine:
LnPi SAT
ANTAi
ANTB i
T1 ANTC i
yi
e) Se efectúa el cálculo de
f) Se suma los yi:
g) Si
yi
K i xi para cada componente
yi
K i xi
1 , entonces se calcula un yi corregido para el
componente clave ligero mediante:
yCCL
yCCL ( calculado)
(1.13)
yi
h) Se calcula el coeficiente de distribución en equilibrio corregido para el
componente clave ligero mediante:
K CCL
yCCL
xCCL
(1.14)
i) Con el valor del coeficiente de distribución en equilibrio corregido para
el componente clave ligero,
K CCL y la presión P fijada, se calcula
nueva presión de saturación del componente calve ligero
SAT
PCCL
, en
la definición:
SAT
PCCL
K CCL
j) Enseguida con el valor
P
SAT
PCCL
, se calcula la nueva temperatura
T2CCL en la ecuación de Antoine despejada:
T2CCL
ANTC CCL
SAT
ANTACCL LnPCCL
ANTC CCL
25
k) Luego se repiten los pasos desde d) a j), hasta lograr el rango
confiable:
0.995
yi
1.005
(1.15)
1.3.3 Volatilidad relativa
La volatilidad relativa expresa la facilidad con la que se puede separar los
componentes de una mezcla. Una forma de interpretar la volatilidad relativa a partir
del diagrama temperatura- composición, es observar la separación entre las curvas
del punto de burbuja y de roció; resulta fácil separar la mezcla cuando la separación
entre la curvas es mayor, lo contrario es la viceversa. En el mismo sentido se deduce
del diagrama de equilibrio, cuan mas separado se encuentre la curva de equilibrio de
la línea de 45º, resulta fácil la separación de las componentes de la mezcla, es difícil
si resulta lo contrario.
Otra forma de definir la volatilidad relativa es como un factor numérico cuya magnitud
indica la facilidad o dificultad de la separación de los componentes de la mezcla.
Analíticamente se define mediante:
 ij
Ki
Kj
yi
xi
yi
xj
Pi SAT
PjSAT
Pi
Pj
(1.16)
Para un sistema binario de componente A y B que sigue la ley de Raoult, se
particulariza:
 AB
KA
KB
yA
xA
yB
xB
PASAT
PBSAT
PA
PB
(1.17)
La interpretación esta dada por los valores que asume la volatilidad relativa para el
proceso de separación, la misma que puede ser:
Para valores de volatilidad relativa mucho mayores a 1, la separación es fácil,
Para valores de volatilidad relativa muy cercanos a 1
( AB
1) , como por
ejemplo 1,1; 1,2; la separación es posible pero resulta difícil.
Para valores de volatilidades relativas iguales a la unidad
( AB
1) l la relación
de A y B seria la misma en ambas fases. Obviamente la separación no seria
posible ya que la fuerza impulsora para la trasferencia de masa es nula.
Para los casos donde la volatilidad relativa es razonablemente constante, se
puede usar una variedad de métodos para estimar el número de etapas de
equilibrio teórico requerido para la separación. Para calcular la volatilidad
relativa se puede realizar de muchas maneras, pero las mas importante son:
26
1.3.3.1 Método promedio aritmético
Este método consiste en calcular la volatilidad relativa en cualquiera de las
definiciones expuestas para cada temperatura del rango y luego calcular su
promedio aritmético.
1.3.3.2 Método del promedio geométrico o de Gallagher
Este método ha sido desarrollado por James Gallagher y consiste en la
determinación del promedio geométrico considerando las volatilidades
relativas en el fondo y el tope de la columna, mediante la siguiente definición:
 PROM
1.5
( FONDO  TOPE )1 / 2
(1.18)
DISEÑO DE COLUMNAS DE DESTILACIÓN PARA MEZCLA BINARIAS
1.5.1 El método de McCabe-Thiele.
Los métodos gráficos se utilizan ampliamente para visualizar las relaciones
existentes entre un conjunto de variables, y por tanto, de uso general en
ingeniería química. Estos métodos son útiles en el diseño de sistemas de
contacto por etapas, ya que al calcularse se resuelven simultáneamente
relaciones de equilibrio y balances de materia y entalpia. Las ecuaciones de los
balances de materia y energía pueden representarse conjuntamente en los
mismos gráficos.
Mediante una adecuada elección de las coordenadas y de las construcciones
geométricas se pueden resolver gráficamente los problemas de diseño. Por otra
parte, cualquier problema resoluble por técnicas gráficas, puede resolverse
también analíticamente.
Para aplicar este método es necesario conocer:
La fase de la alimentación (el porcentaje de vaporización)
La naturaleza del condensador, si es parcial o total
Relación del reflujo a reflujo mínimo
La composición del destilado y del fondo
Se considera que la presión es constante a lo largo de la columna
Gracias a este método se pueden determinar
Número de etapas teóricas
NT
Número mínimo de etapas necesarias:
Reflujo mínimo:
N min
Rmin
Plato de alimentación óptimo
El procedimiento gráfico para hallar el número de etapas de equilibrio teórico y el
plato óptimo de alimentación se muestra en la Figura Nº 1.7 siguiente:
27
Figura Nº 1.4 diagrama de MC CABE THIELE. Fuente:
http://www.diquima.upm.es/Investigacion/proyectos/chevic/catalogo/COLUMNAS/McCabe.htm
1.4.1.2 Construcción del diagrama de equilibrio
1.4.1.3 Calculo de las composiciones molares
Se calcula empleando las definiciones molares de fracciones
1.4.1.4 Calculo de la línea de operación en la zona de rectificación
Figura Nº 1.5 Zona de Rectificación. Fuente: Arturo Melgar Merino
Para trazar la línea de operación de la sección de rectificación se realiza
un balance de materia parcial en la parte superior de la columna,
considerando las líneas de corriente y composiciones que se exponen en
la Figura Nº 1.5
Vn 1 . y n
1
Ln .xn
D. x D
(1.19)
Despejando
28
yn
Ln
xn
Vn 1
1
D
xD
Vn 1
(1.20)
Ecuación de la línea de operación de la zona de rectificación
Las suposiciones de Mc Cabe-Thiele para generalizar la línea de operación
de la zona de rectificación, son:
13
Los calores de la mezcla son despreciables
Los calores latentes de cada componente son iguales o se diferencian
en una cantidad despreciable.
Por cada mol de vapor que se condensa se vaporiza una mol de
líquido.
Estas suposiciones conducen a la definición de derrame molar constante
que se interpreta como:
Corriente liquida:
L0
V0
Corriente vapor:
L1
L2
V1 V2
L3
V3
.... Ln
.... Vn
L
V
Por lo tanto en (1.20):
y
L
x
V
D
xD
V
(1.21)
Siendo en la ecuación (1.21):
mR
bR
L
V
D
xD
V
L
D
V
D
L
L
D
D
D
xD
V
D
L
xD
D
D
R
R 1
xD
R 1
(1.22)
(1.23)
Las ecuaciones 1.22 y 1.23se representan en la Figura Nº 1.6
Figura Nº 1.6 Línea de operación en la zona de rectificación con su pendiente y
ordenada en el origen. Fuente: Arturo Melgar Merino
29
Si se sustituye las ecuaciones (1.22 y 1.23) en la ecuación (1.21) se tiene la
ecuación de la línea de operación de la zona de rectificación en función de
la relación de reflujo externo.
y
R
x
R 1
1
xD
R 1
(1.24)
1.4.1.5 Línea de operación en la zona de agotamiento.
Para calcular la línea de operación de la sección de agotamiento se
procede de igual manera, de modo que a partir de las corrientes y
composiciones mostradas en el esquema de la Figura Nº 1.10.
19
se
obtiene:
ym
Lm
Vm
1
1
xm
B
xB
V
1
(1.25)
Por derrame molar constante:
Corriente liquida: Lm
Corriente vapor: Vm
Lm
Vm
1
1
......
LN
...... V N
1
1
LN
VN
L
V
Figura Nº 1.6 Zona de Agotamiento de la columna de destilación. Fuente: Arturo
Melgar Merino
Que al reemplazar en la ecuación (1.25), resulta:
y
L
B
x
xB
V
V
(1.26)
30
La ecuación (1.26) expresa la línea de operación de la zona de
agotamiento.
Siendo:
L
V
mA
bA
(1.27)
B
xB
V
(1.28)
La línea de operación de la sección de agotamiento, su pendiente y su
ordenada en el origen se representan en la Figura Nº 1.11, siguiente:
Figura Nº 1.7 Línea de operación en la zona de agotamiento. Fuente:
Arturo Melgar Merino
1.5.1.6 Línea de alimentación o línea “ q ”
L
V
FLIQUIDO
Plato.de.a lim entación
L
V
Figura Nº 1.8 Zona de alimentación. Fuente: Arturo Melgar
31
En la Figura Nº 1.9 en el cambio de zona V y V son diferentes, sin
embargo, en la misma zona son iguales
Por balance de materia teniendo en cuenta las corrientes liquido y vapor
alrededor del palto de alimentación, se tiene:
En la alimentación
: F
En la corriente liquida
:L
En la corriente vapor
:V
VF
LF
VF
(1.29)
LF
L
(1.30)
V
(1.31)
Si aplicamos la definición q que equivale al número de moles totales de
líquido saturado que ingresa en la alimentación dividido entre el número de
moles totales en la alimentación se tiene:
LF
F
q
LF
LF
(1.32)
VF
De modo que, de las ecuaciones (1.29, 1.30 y 1.31) se obtiene:
L
LF
LF
F
F
qF
L
L L
L
(1.33)
L
Por otro lado, en la corriente de vapor:
V
VF
V
V
V
F
V
V
F (1 q )
LF
F
F
(1.34)
Al restarla ecuación (1.26) de (1.21), se tiene:
yV V
xL L
xD D
xB B
En el que al reemplazar las ecuaciones (1.33), (1.34) y el balance de
materia parcial alrededor de la columna F .z F
y
qFx
1 qF
Fz F
1 qF
D. x D
B.x B se obtiene:
(1.35)
Ecuación conocida como la ecuación de la línea de alimentación.
Siendo:
mq
q
q 1
(1.36)
La condición de alimentación se expresa en función del valor de q :
q
0 La alimentación ingresa como vapor saturado y se representa
como línea horizontal.
32
q
0
1 La alimentación ingresa como una mezcla de líquido-vapor
saturado y se representa por una línea recta con inclinación
comprendido entre 90º y 180º.
q
1
La
alimentación
ingresa
como
líquido
sub
enfriado
(alimentación como líquido frio) y se representa mediante una línea
recta que pasa entre 45º y 90º.
q
0
La alimentación ingresa como vapor sobrecalentado y se
representa mediante una línea recta con inclinación entre 180º y 225º.
q
1 Se trata de un líquido saturado (alimentación a temperatura
ebullición).
Un resumen de las líneas de alimentación trazadas en función de, se
muestra en la
Figura Nº 1.13
Fig 1.9 Líneas de alimentación en el diagrama de Mc Cabe-Thiele. Fuente:
Luís Moncada Albitres
Tabla 1.1 Relaciones entre
q , línea- q , y flujos de la columna
33
Fuente: Luís Moncada Albitres
1.5.2
DETERMINACION DE NUMEROS DE ETAPAS DE EQULIBRIO TEORICO: NT
Construir el diagrama de equilibrio
Ubicar xB, zF, xD
Calcular y ubicar las composiciones molares de las corrientes sobre la
línea de 45º.
Fig 1.10 Número de etapas de equilibrio teorico.Fuente: Luis Moncada
Trazar la línea de operación de las zonas de rectificación que pasa por
(xD,yD) con la inclinación definida por la relación de reflujo adecuada.
Trazar la línea de alimentación que pasa por (zF,zF) con la inclinación de
acuerdo a la condición de alimentación hasta intersectar la línea de
operación de la zona de rectificación.
Trazar la línea de operación de la zona de agotamiento entre el punto
(xB,xB)y la intersección de la línea de alimentación y línea de operación de
zona de rectificación.
34
Escalonar mediante trazos horizontales y verticales entre la curva de
equilibrio y línea de operación desde (xD,xD) hasta alcanzas el punto
(xB,xB)hasta alcanzar (xA,xB)y luego enumerar los escalones.
D
X
D
F
X
F
B
X
B
Fig 1.11 Número de etapas de equilibrio teorico.Fuente:Elaboracion propia
1.5.3
Determinación de la relación de reflujo mínimo Rm
La relación de reflujo mínimo es Rm es la relación máxima que requerirá de un
numero infinito de platos para lograr la separación deseada; corresponde al
mínimo calor del rehervidor y a la mínima capacidad de enfriamiento del
condensador conrespecto a la separación.
Usando las Ecs. (1.37) y (1.38), la Ec. (1.39) para la línea de balance de
componente de la sección de rectificación se puede expresar en términos de la
relación de reflujo.
V
L D
(1.37)
R
L
D
(1.38)
yn
1
L
xn
V
D
xD
V
(1.39)
(1.40)
Cuando la razón de reflujo disminuye, también disminuye la pendiente de la
línea de balance de componente. La separación es teóricamente posible si las
líneas de balance de componente se intersectan inmediatamente debajo de la
curva de equilibrio. La relación de reflujo correspondiente es denominada reflujo
35
mínimo. La separación a reflujo mínimo requiere un número infinito de etapas.
En la Fig.1.12, la razón mínima de reflujo es 2,0. La construcción de McCabe –
Thiele para esta relación se muestra en la Fig 1.12
Fig 1.12
1.6
R
Rm . Fuente: Luis Moncada
REHERVIDOR
Los rehervidores son usados con columnas de destilación para vaporizar una fracción de
los productos del fondo, mientras que en un vaporizador eventualmente toda la
alimentación es vaporizada. Conectado a la base de una torre fraccionadora proporciona
el calor de reebullición que se necesita para la destilación.
6
Los principales tipos de rehervidores son:
Circulación forzada.
Termosifón con circulación natural.
Tipo calderín o de caldera.
1.5.1 Rehervidor Total.
Como su nombre lo indica, en este caso, todo el líquido que entra al boiler se
evapora.
En primer lugar se separa la fracción que se desea recircular en forma de
vapor y el resto sale como producto del fondo o residuo. En el boiler total el
líquido cambia totalmente de fase, el proceso ocurre a composición
constante (similar al condensador total).
13
1.5.2 Rehervidor Parcial
Como su nombre lo indica, en este caso, parte del líquido que entra al boiler
se evapora. El líquido no evaporado sale como producto del fondo, mientras
que el vapor producido se recircula. En el reboiler parcial hay un contacto
36
entre las fases líquido y vapor, el proceso ocurre a temperatura constante, y
hay un equilibrio líquido-vapor en el equipo.
1.6
13
INTERCAMBIADORES DE CALOR
La palabra intercambiador se aplica realmente a todo tipo de equipos en el que el calor
se intercambia, pero es más específicamente empleado para designar equipos en que el
calor es intercambiado entre dos corrientes de proceso. Intercambiadores de calor de
calor en los que una corriente de proceso es calentada o enfriada mediante una corriente
de suministro (agua o vapor) suelen llamarse simplemente enfriadores o calentadores. Si
la corriente de proceso se vaporiza como producto de la entrega de calor el equipo
recibe el nombre de vaporizador; se le llama rehervidor si esta relacionado con una torre
de destilación y evaporador si se utiliza para la concentración de soluciones
1.6.1 Tipos de intercambiadores de calor
Los tipos de intercambiadores frecuentemente hallados en la industria son los de
tubería doble, enfriados por aire, de tipo placa y, de casco y tubo, los que se
observan en la Figura Nº 1.13.
Figura Nº 1.13 Tipos de intercambiadores de calor. Fuente: www.eproseinindustrial.com.mx/5127.html?*ses...
1.6.1.1 INTERCAMBIADORES DE PLACA
Ciertas condiciones lo hacen mas atractivo que las unidades tubulares
para las mismas aplicaciones. Entre las ventajas que ofrecen los
intercambiadores de placas están:
Mayor área de transferencia por unidad de volumen (ocupan menos
espacio)
Altas flexibilidades en el diseño de las áreas de transferencia y arreglos
37
de flujos
Puede operar con mas de dos fluidos
Alta turbulencia, produciéndose un coeficiente de película elevado y
baja incrustación;
lo cual lleva consigo una disminución en el área
necesaria para la transferencia de calor
Bajas caídas de presión
Facilidad para extender o rearreglar la unidad para incrementos o
modificaciones de las cargas de calor
Facilidad de mantenimiento
Aproximación de temperaturas.
El
capital
y
mantenimiento,
los
peso
costos
de
operación,
requerimientos
y limitaciones de espacio; aproximación de
temperaturas y niveles de temperatura y presión juegan
para
la
selección
de
entre
un
intercambiador
de
roles
placas
críticos
y
un
intercambiador tubular.
A). COSTO INICIAL Y COSTOS DE OPERACIÓN
Un intercambiador de placas es atractivo cuando se requiere
un material de construcción costoso (cuando es aceptable el
acero corriente como material de construcción un intercambiador
de casco y tubos es frecuentemente mas económico). Una unidad
de placas puede también ser recomendable cuando el calor debe
ser transferido entre 3 ó mas fluidos, así mismo no necesita ser
aislado y (para las mismas cargas de calor) puede ser instalado
sobre una base menos costosa que para un intercambiador de
casco y tubos. La Fig. 1.14 compara los costos iniciales para
intercambiadores de placas y tubulares.
Por otro lado, un requerimiento menor de energía para bombear los
fluidos en los
intercambiadores de placas hace que los costos de operación sean
menores comparados con las unidades tubulares.
38
1 Tubular totalmente de acero inoxidable
2 Tubular, tubos de acero inoxidable y casco de acero corriente
3 Tubular, totalmente de acero corriente
4 De placas, totalmente de acero inoxidable
Fig. 1.14 Comparación de costos para intercambiadores
B)
CARACTERÍSTICAS
Un intercambiador de placas consiste de una armazón y de
placas corrugadas o ranuradas de metal. La armazón incluye una
placa fija, una placa de presión y partes de conexión y presión. Las
placas son presionadas unas a otras sobre una armazón Fig. 1.15
Las placas extremas no transfieren calor.
1 Armazón fija
2 Conexiones de entrada y
salida
3 Placas extrema inicial
4 Perno de ajuste
5
6
7
8
Empaquetaduras
Placa térmicas
Conexiones entre
placas
Placa extrema de presión
Fig. 1.15 Partes del intercambiador de placas
C)
DISPOSICIÓN DE LAS PLACAS
39
Fig. 1.16 Flujos en un intercambiador de placas
Series de placas son presionadas unas a otras, de tal manera que
las corrugaciones forman estrechos canales
para el flujo de los
fluidos, lo cual siempre produce turbulencia aún a velocidades muy
bajas. Las corrugaciones también aumentan la rigidez de las
delgadas placas, haciéndolas capaces de resistir deformaciones
debido a las altas presiones. Un adecuado número de soportes
también ayuda a minimizar los riesgos de deformaciones debido a las
presiones.
Fig. 1.17 Disposición de las empaquetaduras
Usando
las
empaquetaduras
según
convenga,
se
puede
arreglar el flujo en contracorriente y los flujos individuales pueden
ser divididos en corrientes paralelas, así mismo las empaquetaduras
sellan a las placas en sus bordes en todo su alrededor, haciendo
el diseño respectivo para dar lugar a las entradas y salidas que
pueden ser en el tope o en el fondo. Las empaquetaduras también
proveen un doble sello entre las corrientes de los fluidos haciendo
imposible
la
mezcla,
también
se
pueden
hacer
una
gran
combinación de canales, de tal manera que el conjunto de placas se
puede ajustar para diferentes servicios.
40
D) USO DE LOS INTERCAMBIADORES DE PLACAS
Los
fluidos
viscosos
que
pudieran
intercambiadores tubulares, estarán
fluir
laminarmente
probablemente
en
en
flujo
turbulento en un intercambiador de placas. Cuando un liquido
contiene sólidos suspendidos, la diferencia entre el ancho de los
canales y el diámetro de las partículas no deberá ser menor de 0,5
mm. Cuando se especifica una construcción del lado de los tubos
de acero inoxidable o para servicios múltiples, el intercambiador de
placas compite con el tubular. Si se requiere una construcción en su
totalidad de acero inoxidable, el tipo de placas es menos costoso
que las unidades tubulares.
2
Los intercambiadores con área de transferencia mayor de 1500 m no
son usualmente aprovechables.
La presión de operación máxima también limita el uso de los
intercambiadores de placas. Aunque es posible diseñar y construir
2
unidades capaces de operar sobre los 25 kg/cm , la presión
normal
de
operación
materiales disponibles
empaquetaduras,
es
de
para
limitan
la
alrededor
la
10
2
kg/cm .
construcción
temperatura
de
Los
las
de operación para un
intercambiador de placas a alrededor de 300 ºC.
E) MODELOS DE FLUJO Y ARREGLOS
Los principales modelos de flujo en intercambiadores de placas
mostrados en la Fig 1.22 son:
a) Flujo en serie.- una corriente continua cambia de dirección
después de cada recorrido vertical.
b) Flujo en paralelo.- la corriente principal se divide en
subcorrientes para converger posteriormente en una sola
El número de canales paralelos está dado por el rendimiento del
intercambiador y la caída de presión permisible. El mayor número de
41
canales disminuye la caída de presión. El número de canales en
serie es determinado por la eficiencia y los requerimientos de
intercambio de calor. Si un liquido es enfriado en flujo viscoso, el
número
velocidad
de
canales puede
y
por
lo
ser
reducido
consiguiente
para
aumentar
incrementar
la
el coeficiente de
transferencia de calor.
E)
Fig. 1.18 Modelos de flujo y arreglos
CONSIDERACIONES PARA EL DISEÑO
La complejidad de los diseños de las placas y las configuraciones de
flujo, limitan la aplicación de información disponible (la cual es escasa)
para los intercambiadores de placas. Los fabricantes tienen sus propios
procedimientos de diseño para sus intercambiadores, lo cual incluye
programas de computación ya elaborados.
Un método de diseño alternativo se propone en esta obra, para lo cual
se han hecho las asunciones siguientes:
Las pérdidas de calor son despreciables
No hay espacios con aire en los intercambiadores
El coeficiente total de transferencia es constante a través de todo el
intercambiador
La temperatura de los canales varía solamente en la dirección del flujo
Las corrientes se dividen en partes iguales entre los canales en el caso
de un flujo en paralelo.
42
Si N es el número de placas térmicas, (N + 1) es el número de canales
paralelos. Solamente las placas térmicas transfieren calor; las dos
placas finales no lo hacen, razón por la cual estas unidades requieren
menos o casi nada de aislamiento comparado a las unidades tubulares.
F) PROCEDIMIENTO DE DISEÑO
El procedimiento de diseño puede ilustrarse con un problema típico,
dado por un fluido caliente que debe enfriarse desde una temperatura T1
hasta una temperatura T2; para lo cual se dispone de un fluido frío a t1.
Los pasos a seguir son los siguientes:
1.
Calcular la carga de calor: Q
Q = m Cp (T1 – T2)
2.
Calcular la temperatura de salida del fluido frío: t2
t2 = t1 – Q/(m Cp)
3.
Determinar las propiedades físicas de los fluidos a su respectiva
temperatura media.
4.
Determinar el tipo de intercambiador.
5.
Fijar las resistencias a la incrustación.
6.
Calcular la temperatura media logarítmica.
7.
Calcular el número de unidades de transferencia para cada fluido:
HTU
8.
Suponer un valor de U.
8.1. Calcular un área provisional requerida: Ao
43
8.2. Fijar el tipo y características de las placas.
8.3. Determinar el número de placas térmicas Np y número total de
canales (Nc)
Np = Ao / 2Ap
Nc = NP + 1
8.4. Determinar el número de canales paralelos: np
np = V / v
(v: caudal /canal)
8.5. Determinar el arreglo del intercambiador; número de pasos y
número de canales paralelos por paso: np
8.6. Determinar el factor térmico: Ft figuras.
8.7. Calcular los coeficientes de película para cada fluido como función
del Número de Reynolds (Re)
a)
Para flujo en serie (cada fluido pasa como una simple corriente a
través de los canales)
Re = (De G)/µ
b)
Para flujo en paralelo (flujo dividido en varias subcorrientes)
Re = De (G/np)/ µ
8.8. Calcular el coeficiente total de transferencia de calor.
8.9. Calcular el área total necesaria para la transferencia de calor: Ao
y comparar con el área disponible o de diseño: Ad
Ad = 2 Ap Np
Ad debe ser mayor que Ao (El exceso no debe ser mayor del 15 %)
8.10.
Verificar las caídas de presión ∆P para cada fluido.
44
CAPITULO II
DISEÑO DEL REHERVIDOR
2.1 DISEÑO DEL REHERVIDOR TIPO PLACAS
Para diseñar el rehervidor tipo placa se determino el calor del rehervidor.
2.1.1 Balance Térmico en Fondo de la Columna
o
QREHERVIDOR m S
HS
(2.1)
o
2.1.1.1 Cálculo de flujo másico del vapor vivo: mS
Aplicando:
R 1D
o
mS
1 q F HV
HS
(2.2)
a) Datos disponibles
R
0,81022
D
0.485
kmol
h
1.069
Lbmol
h
q 1,134
F
3.13
kmol
h
6.90
Lbmol
h
b) Cálculo del calor latente de vaporización en el fondo de la
columna:
HV
45
Se encuentra como una función de la mezcla:
HV
x B.ETANOL
H .B.ETANOL
x B. AGUA
(2.3)
H B. AGUA
b.1) Cálculo de x B.ETANOL y x B. AGUA
x B .ETANOL
De cálculos realizados:
x B . AGUA
0,04
0,96
H B .ETANOL
b.2) Cálculo de
Utilizando el modelo a baja presión de Henley–Seader
[36]
: para el
componente etanol en el fondo de la columna:
H B.ETANOL
2
ANTBETANOL 1,987 TPR
.O R
TPR.O F
ANTCETANOL
(2.4)
2
b.2.1) Cálculo de ANTB ETANOL y ANTC ETANOL
ANTB ETANOL
6162 ,36
ANTC ETANOL
359 ,3826
b.2.2) Cálculo de temperatura de rocío en fondo de la columna TPR.o F
Aplicando el método de Dodge en el fondo de la columna, con:
Ki
Pi SAT
P
(2.5)
SAT
LnPETANOL
SAT
LnPAGUA
T2
18,9119
3803,98
T 41,68
3816 ,44
T 46,13
18,3036
3803,98
SAT
18,9119 LnPETANOL
Componente
yi
Etanol
Agua
0,04
0,96
(2.6)
Pi SAT
1112,152
491,909
(2.7)
41,68
561.4
K 520mmHg
2,139
0,946
(2.8)
yi
Ki
0,086
0,908
0.9936
Componente y i
Pi SAT
561.58
K 520mmHg
yi
Ki
46
Etanol
Agua
0,04
0,96
2,153
0,953
1119,622
495,318
0,086
0,914
1,0006
Por tanto:
TPR.O K
361,58K
TPR.O C
88.58O C
TPR.O F
191.4 O F
b.2.3) Cálculo de TPR.o R
Aplicando la definición básica de: TPR.o R
TPR.o R
De modo que :
TPR.o F
460
651.4 O R
191,4 460
Luego en (2.5):
HB.ETANOL
.
6162
,36 1,987 651,4
2
191,4 359,3826
b.3) Cálculo de
2
Btu
kcal
17126
.95
9521
.18
Lbmol
kmol
H B . AGUA
Utilizando el modelo a baja presión de Henley–Seader
componente etanol en el
H B. AGUA
: para el
fondo de la columna:
2
ANTBAGUA 1,987 TPR
.O R
TPR.O F
[36]
ANTCAGUA
2
(2.9)
b.3.1) Cálculo de ANTB AGUA y ANTC AGUA
ANTB AGUA
7173,79
ANTC AGUA
389 ,4747
b.3.2) Cálculo de TPR.o F
Ya calculado :
TPR.o F
191,4 o F
b.3.3) Cálculo de TPR.o R
Ya calculado :
TPR.o R
651,4 o R
Luego en (2.10):
HB.AGUA
7173
,79 1,987 651,4
2
191,4 389,4747
2
Btu
kcal
17925
,74
9965.24
Lbmol
kmol
Finalmente en (2.4)
47
Btu
kcal
HV 0,04 17126
.95 0,96 17925
,74 17893
.79
9947
.48
Lbmol
kmol
2.1.1.2 Cálculo del calor latente del vapor vivo que ingresa al rehervidor:
HS
Las condiciones de ingreso del flujo de vapor al intercambiador de calor de
placas son:
Presión de ingreso del vapor ( P1
3 psi )
Temperatura de ingreso del vapor ( Tc1
100 C )
La presión atmosférica de Huancayo es de: Patm
10 psi
Para poder calcular la temperatura de saturación del vapor que ingresa al
intercambiador de calor de placas, primero calcularemos la presión absoluta, la
cual resulta de la siguiente ecuación:
P
abs
P
atm
P
man
Donde:
Pabs
, es la presión absoluta
Patm
, es la presión atmosférica
Pman
, es la presión manométrica
Reemplazando valores en la ecuación anterior:
P
abs
P
abs
P
abs
P
P
atm
man
10 3
13 psia
La temperatura de saturación del vapor se obtiene interpolando valores de
ubicada en Anexos B, para valores de presión absoluta.Tsat=96.38ºC
De modo que el calor latente resulta :
kJ
Btu
HS Hvapor Hlíquido 2669
.7 401
.916 2267
.784 975
.03
kg
Lb
Entonces en (2.2)
o
mS
0,81022
11,0691 1,000065
0,690
17893
,79
Lb
kg
35
,51 16
.12
975
,03
h
h
Finalmente en (2.1):
48
QREHERVIDOR
35,51
Lb
Btu
975.03
h
Lb
34623,32
Btu
h
10144,63
J
s
2.1.2 Cálculo del Área de Transferencia de Calor del Rehervidor: AREHERVIDOR
Para dimensionar las placas de nuestro intercambiador de calor nos basamos en la
tesis
titulada
“DISEÑO
Y
CONSTRUCCIÓN
DE
UN
REHERVIDOR
Y
CONDENSADOR PARA LA PUESTA EN OPERACIÓN DE UNA COLUMNA DE
DESTILACIÓN A NIVEL LABORATORIO”.
Espesor de la placa: 0.02 mm
Ancho de la placa: 14.5 cm
Largo de la placa: 44.3 cm
A continuación calcularemos el área de toda la placa, La forma de la placa es
rectangular, por lo tanto, el área de un rectángulo es:
A
l (l arg o) 44.3 cm
a (ancho) 14.5 cm
A
A
pt
pt
pt
l a
44.3 14.5
642.64 cm 2
642.64 10 4 m 2
Por definición del cálculo para el tipo de intercambiadores de placas
A
Q
U T
(2.10)
mL
g) Cálculo de la temperatura media logarítmica ( Tml )
100
97
90
85
49
Remplazando en la siguiente formula:
(T SC
T mL
T IM ) (T IV T SM )
(T
T IM )
ln SC
(T IV T SM )
Donde:
TIV: Temperatura de ingreso del vapor
TSC: Temperatura de salida del condesado
TIM: Temperatura de ingreso de la mezcla
TSM: Temperatura de salida de la mezcla
T mL
T mL
( 97
85 ) (100 90 )
( 97 85 )
ln
(100 90 )
10 . 97 º C
h) Calculo del coeficiente de transferencia de calor
Según cálculos realizados en trabajos de investigación titulado “DETERMINACION
EXPERIMENTAL DEL COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSFERENCIA DE
CALOR DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR DE PLACAS”, el coeficiente de
transferencia de calor para agua – etanol que el caldero produce vapor es:
U
1460 W / m 2 º C
i) Calculo del área total
Reemplazando en la ecuación (2.10)
A
A
A
Q
U T
mL
10144 , 63
w
m ºC
0 , 633 m 2
1460
2
J
s
10 . 97 º C
2.1.3 Calculo del número de placas del rehervidor ( N p )
50
Np
N
p
N
p
A
(2.12)
Aplaca
0 , 633
0 . 0642
9 , 85
m 2
m 2
10
Entonces el número de placas que se construyo fue de 10 placas
2.2 CONSTRUCCIÓN DEL INTERCAMBIADOR
Una vez diseñado el intercambiador de calor placas, se prosiguió a su construcción, para
lo cual se necesitó construir un molde nuevo para poder embutir las placas y así formar los
canales y corrugaciones.
2.2.1 MATERIALES Y EQUIPOS PARA LA CONSTRUCCIÓN DEL EQUIPO
a)
Materiales
-
10 placas de acero inoxidable serie 316 de 0.02 mm de espesor
-
2 placas de acero inoxidable serie 316 de 5 mm (placas exteriores)
-
11 empaques de nitrilo sanitario
-
2 Selladores de silicona de color plomo
-
6 pernos espárragos de acero inoxidable de 23 cm
-
2 reductores campana de 1 a ½ de fierro galvanizado
-
1 manómetros (0 – 15psi)
-
3 válvulas de fierro galvanizado de ½”
-
1 válvula de acero inoxidable de 1”
-
2 niples de acero inoxidable de 1”
-
2 uniones Universales de acero inoxidable de 1”
-
1 codo de acero inoxidable de 1”
-
4 codos de fierro galvanizado de ½”
-
2 T de fierro galvanizado de ½”
-
10 niples de fierro galvanizado de ½”
-
1 Tubo de 6m galvanizado de ½”
-
2 unión universal de fierro galvanizado de ½”
-
10 teflones
b) Equipos
-
Torno
-
Prensa
-
Soldadora TICG
-
Sepilladora
51
2.2.2 PASOS DE LA CONSTRUCCIÓN SE EXPLICAN A CONTINUACIÓN
a)
Una vez cortadas las placas con las dimensiones del diseño, se embutieron
con una prensa de 50 toneladas con los moldes.
b)
Después de embutidas las placas, éstas fueron lavadas para eliminar la
suciedad resultante del embutido.
c)
Las placas exteriores fueron acanaladas con una Sepilladora según la forma
del empaque.
d)
Una de las placas exteriores fue perforada en la parte superior izquierda e
inferior derecha y la otra en forma viceversa a la anterior (parte superior
derecha e inferior izquierda).
e)
Se soldaron roscas de acero inoxidable a las perforaciones del paso d) con
soldadura Tig.
f)
Los empaques fueron cortados para conseguir el modelo de flujo y arreglo
deseado (Flujo en U)
g)
Colocar los seis espárragos en una de las placas exteriores.
h)
Adicionar el sellador en los canales de la placa exterior del paso e) y pegar
una de las empaquetaduras.
i)
Repetir el paso f) para las 10placas.
j)
Esperar unos minutos para que las empaquetaduras estén bien pegadas a las
placas.
k)
Adicionar el sellador en la parte posterior de la empaquetadura que fue
pegada en la placa exterior del paso f) y colocar una de las 10 placas.
l)
Repetir el paso i) con las 9 placas restantes, teniendo en cuenta que las
placas se encuentren alineadas unas con otras.
m)
La placa exterior restante se coloca encima de las demás placas.
n)
Finalmente, se ajustan los pernos equitativamente en los 6 espárragos, hasta
que las placas y empaques se encuentren totalmente selladas unas con otras.
o)
Se coloco teflón en las 4 roscas soladas en las placas exteriores, para el
enroscado de los reductores tipo campana de 1’ a ½’.
Una vez construido el intercambiador de placas, se prosiguió a realizar dos pruebas:
La prueba neumática, la cual consiste en ingresar aire al intercambiador para
ubicar posibles fugas mediante el sonido de escape del aire.
La prueba hidráulica, la cual consiste en hacer ingresar agua al
intercambiador para ubicar posibles fugas mediante de escape del agua.
Estas dos pruebas se realizan con las válvulas de compuerta totalmente cerradas.
52
CAPÍTULO III
MATERIALES Y PROCEDIMIENTOS
3.1 MATERIALES:
3.1.1 Materia prima
Mezcla etanol-agua, a una composición de 20 % preparado al mezclar estos
componentes en un volumen de 150 L, alimentando a una temperatura de 55 ºC
3.1.2 Materiales de laboratorio.
Probeta de 1000mL
Vasos de precipitación de 250 y 500 mL.
20 tubos de ensayo
6 Baldes
3.1.3 Equipos
a) Columna Multipropósito de destilación: de 20 platos perforados.
b) Caldero de tipo pirotubular:
Características
El cuerpo de caldera, está formado por un cuerpo cilíndrico de disposición
horizontal, incorpora interiormente un paquete multitubular de transmisión
de calor y una cámara superior de formación y acumulación de vapor.
La circulación de gases se realiza desde una cámara frontal dotada de
brida de adaptación, hasta la zona posterior donde termina su recorrido en
otra cámara de salida de humos.
53
3.1.4 Instrumentos
Termómetro de 0-100 ºC
Cronometro
Refractómetro
Alcoholímetro
3.2 PROCEDIMIENTO DE LA CORRIDA EXPERIMENTAL ETANOL-AGUA
3.2.1 Procedimiento previo
a) Calibrar el refractómetro para leer índice de refracción de cada muestra.
b) Preparar la curva de calibración a diferentes concentraciones para interpolar
nuestros datos experimentales.
c) Preparar la muestra de etanol-agua para poder alimentar a la columna de destilación
a una composición del 20 %.
3.2.2 Procedimiento de operación
1. Purgar la bomba del sistema de enfriamiento, para desalojar los residuos de óxidos
que se acumulan en la tubería y evitar que ingresan al sistema de enfriamiento
2. Asegurarse que las conexiones y válvulas estén bien fijas para evitar fugas.
3. Colocar la mezcla
etanol-agua en el
tanque de alimentación, y permitir su
circulación por el condensador hasta un nivel deseado.
4. Encender el caldero para que pueda suministrar vapor de agua al rehervidor de la
columna.
5. Purgar el rehervidor para desalojar vapor condensado de las tuberías.
6. Establecer la presión manométrica.
7.
Regular el caudal de alimentación según el nivel del rehervidor por medio de las
válvulas correspondientes, ajustando un aproximado 1,2l/h.
8. Manipular las corrientes de reflujo y de destilado.
9. Esperar de 15 a 20 minutos para que la columna alcance el estado estacionario.
10. Controlar las temperaturas en los platos que se puedan medir.
11. Controlar las temperaturas de entrada y salida del vapor vivo en el rehervidor
12. Tomar muestras de la fase líquida en un frasco pequeño del tope y del fondo
cada 10 minutos y enfriarla hasta 20 ºC. y leer índice de refracción, para hallar la
fracción mol(x) en la curva de calibración.
13. Para apagar el equipo
una vez completado el proceso de separación, se
recomienda disminuir el vapor poco a poco, y mantener el refrigerante circulando.
14. Una vez enfriado y apagado el equipo , hay que vaciar completamente el sistema.
15. Apagar el caldero.
54
3.3 CALDERO DEL LABORATORIO DE OPERACIONES Y PROCESOS UNITARIOS
En esta parte se bombea agua al caldero para generar vapor que nos sirve para la puesta
en operación, de la columna de destilación, el vapor generado se alimenta al rehervidor
de placas pero para ello se debe de controlar la presión tanto en el caldero y en el
rehervidor: La presión en el caldero debe de ser según el diseño (10 psi) y en el rehervidor
3 psi.
La columna primero trabaja como columna en estado transiente hasta regular los flujos de
entrada y salida destilado y reflujo y así llegar a un estado estacionario.
3.4 PREPARACIÓN DE LA MEZCLA DE ALIMENTACIÓN
Se sabe que:
w1 % v1
w2 % v 2
96% v1
20% 150
v1
31,25l
Para preparar la mezcla de alimentación cuya concentración fue del 20% mol se mezclaron
118,75 l de agua y 31,25 l de etanol y su concentración alcohólica se determino con el
alcoholímetro.
3.5 MEDICIÓN DEL ÍNDICE DE REFRACCIÓN
El índice de refracción se obtuvo con el refractómetro de la Figura Nº 3.1 a 20 ºC para la
composición de tope, fondo de la columna de platos perforados.
Figura Nº 3.1 Refractómetro CARL ZEISS- JENA. Fuente:
www.virtual.unal.edu.co/.../pages/lab_1.htm
3.5.1 Curva de calibración
Condiciones de Trabajo:
Temperatura: 20 ºC
Presión: 520 mmHg
Densidad del agua (20 ºC): 0,997538 g/mL
Densidad del C2H5OH (20 ºC): 0,78934 g/mL
55
3.5.1.1 Procedimiento experimental.
Para la determinación de la curva de calibración del refractómetro se
procedió de la siguiente manera:
Se realiza las combinaciones de etanol : agua en diferentes proporciones
0 : 10, 1 : 9, 2 : 8, 3 : 7, 4 : 6, 5 : 5, 6 : 4, 7 : 3, 8 : 2, 9 : 1, 10 : 0 como
vemos en la Tabla 3.1
Se coloca cada proporción en el refractómetro y se procede a la lectura a
la temperatura de 20
ºC, obteniéndose índices de refracción a una
misma temperatura.
Se coloca los valores en el formato de la Tabla Nº 3.1
Tabla 3.1 Preparación de la curva de calibración
Volumen
(mL)
C2H5OH
96% V/V
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0
Volumen
(mL)
H2O
Volumen
(mL)
C2H5OH
Volumen
(mL)
H2O
Masa
(g)
C2H5OH
Masa
(g)
H2O
Moles
C2H5OH
Moles
H2O
Indice
refracción
Fracción
Molar
nT
xC 2 H 5 OH
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
9,6
8.64
7.68
6.72
5.76
4.8
3.84
2.88
1.92
0,96
0
0,4
1,36
2,32
3,28
4,24
5,2
6,16
7,12
8,08
9,04
10
7,578
6,850
6,062
5,304
4,547
3,789
3,031
2,273
1,516
0,758
0,000
0,399
1,357
2,314
3,272
4,230
5,187
6,145
7,102
8,060
9,018
9,975
0,1647
0,1483
0,1318
0,1153
0,0988
0,0824
0,0659
0,0494
0,0329
0,0165
0,0000
0,022
0,075
0,129
0,189
0,235
0,288
0,341
0,395
0,448
0,501
0,554
1.3595
1.3586
1.3576
1.3562
1.3541
13498
1.3442
1.3400
1.3349
1.3308
1.3275
0,881
0,663
0,506
0,388
0,296
0,222
0,162
0,111
0,069
0,032
0,000
.
Figura Nº 3.2 Curva de calibración de las proporciones de etanol-agua a 20 OC
56
CAPITULO IV
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
4.1 REDISEÑO DE LA COLUMNA
Para efectuar el diseño del rehervidor tipo placas para la columna Multiproposito que
existe en el LOPU, se ha tenido que rediseñarlo, siguiendo el método de Mc Cabe-Thiele,
cuyos fundamentos se trataron en el capitulo I.
4.1.1
Especificaciones de las corrientes de alimentación, de residuo y destilado
En la Figura Nº 4.1 siguiente se muestran las especificaciones en la columna de
destilación a rediseñar.
Figura Nº 4.1 Especificaciones de las corrientes en la columna
57
4.1.3.1 Conversión de QF a unidades molares
Reflujo de alimentación que consideramos 1,2 l/h
Por definición básica:
mMEZCLA
M media.F
NTOTALES.F
a) Cálculo del peso molecular de la mezcla:
M
(4.1)
mezcla
reemplazando en al siguiente formula:
M mezcla
x ETANOL M ETANOL
M mezcla
x AGUA M AGUA
0.15 46
0.85 18
b) Cálculo del caudal de alimentación
22,2
kg
kmol
QF
Sabemos por definición:
 MEZCLA
m MEZCLA
VMEZCLA
m MEZCLA
 MEZCLA VMEZCLA
De donde
(4.2)
b.1) Cálculo de volumen de la mezcla en la alimentación
VMEZCLA
De la tabla anterior:
V MEZCLA
72
l
1m 3
h 1000 L
0,072
m3
h
b.2) Cálculo de la densidad de mezcla en alimentación  MEZCLA
Por definición:
 MEZCLA
 MEZCLA
 ETANOL
x ETANOL  AGUA
x AGUA x ETANOL
kg
m3
kg
m3
(0.15 0.85)
780
 MEZCLA
0.15 1000
967
x AGUA
0.85
kg
m3
De modo que reemplazando en (4.2):
58
mMEZCLA
967
kg
m3
0.072
m3
h
69.624
kg
h
Luego en (4.1), el número de moles alimentado es:
F
kg
h
kg
22,2
kmol
69.624
N TOTALES
3.136
kmol
h
4.1.2 Balance de Materia alrededor de la Columna
F
xF F
B D
xB B
(4.3)
xD D
(4.4)
Reemplazando en (4.3)
3.136
D
B
D
3.136 B
Reemplazando en (4.4)
0,15
3.136
0.04 ( B ) 0,75
0.470
0.470
0.04 B
0.04 B
D
0.75 (3.136 ) B
2.352 0.75 B
0.71 B
B
D
1.882
kmol
2.651
h
0.485
kmol
h
4.1.3 Cálculo de la Pendiente de la línea de alimentación
La alimentación se realizó a una temperatura de 50 ºC, entonces para hallar q
aplicamos:
q 1
a)
Cp LIQUIDO TPB
Tf
H MEZCLA.F
(4.5)
Cálculo de la temperatura de burbuja de la mezcla de alimentación TPB
Aplicando Dodge:
Con ecuaciones de Antoine:
SAT
LnPAGUA
18,3036
3816,44
T 46,13
(4.6)
59
SAT
LnPETANOL
3803,98
T 41,68
18,9119
Componente
Etanol
Agua
(4.7)
358K
K 520
mmHg
Pi SAT
xi
0,15
0,85
978,643
431,092
Ki
1,882
0,829
xi
0,282
0,705
0.987
Pi SAT
Componente xi
Etanol
0,150
Agua
0,850
358.35 K
K 520
mmHg
991,737
437,047
Ki
1,907
0,840
xi
0,286
0,714
1.00048
Por tanto la temperatura de burbuja:
b)
TPB
358.35K
85.35º C
Cálculo de T f
Temperatura del la mezcla alimentada:
Tf
50 O C
122º F
c ) Cálculo de entalpía de mezcla de alimentación H MEZCLA .F
En la definición:
H MEZCLA . F
z F . ETANOL
H ETANOL
x F . AGUA
H AGUA
c.1) Cálculo de la entalpía de etanol en alimentación
(4.8)
H ETANOL
Aplicando la ecuación Henley-Seader para presiones bajas:
H ETANOL
ANTBETANOL 1,987 T O2R
To F
ANTCETANOL
(4.9)
2
De data bank se obtiene las constantes de Antoine para el etanol:
ANTB ETANOL
6162 ,36
ANTC ETANOL
359,3826
TO*F
122O F
TO R
582.4 O R
Entonces (4.9):
HETANOL
6162
,36 1,987 582.4
2
122 359,3826
2
Btu
kcal
17922
.842
9963.632
Lbmol
kmol
c.2) Cálculo de entalpía del agua en alimentación
H AGUA
Aplicando:
60
ANTBAGUA 1,987 T O2R
H AGUA
TO F
ANTCAGUA
(4.10)
2
De data Bank: Agua:
ANTB AGUA
7173 ,79
ANTC AGUA
389,4747
TO F
122 O F
TO R
582.4 O R
Entonces en (4.10):
HAGUA
7173,79 1,987 582.4
2
Btu
kcal
18481.658
10274.29
Lbmol
kmol
2
122 389,4747
Luego en (4.8)
kcal 1kmol
kcal
HMEZCLA 0.159963
.632 0.8510274
.29 10227
.690
460.706
kmol 22.2kg
kg
c.3) Cálculo de la capacidad calorífica de la mezcla líquida en alimentación Cp L
En la definición a 50 ºC
Cp L
z F . ETANOL Cp ETANOL
(4.11)
z F . AGUA Cp AGUA
O
c.3.1) Cálculo Cp ETANOL y Cp AGUA A 50 C
Cp ETANOL
Cp AGUA
6.47 x10
7
9.986 x10
4
kcal
kg .o C
kcal
kg .o C
Luego en (11):
Cp L
0,15 6.47 10
7
0.85 9.986 10
4
8.4890 10
4
kcal
kg .o C
Finalmente en (5):
q 1
8.4890 10 4 85.35 50
460.706
1.000065136
Luego la pendiente:
mq
q
q 1
1.000065136
15353 .46
1.000065136 1
61
Con inclinación:
q
Arc tan 15353.46
q
89.999 o
Como se puede ver el valor de q, se comprobó que la alimentación es un liquido
saturado
4.1.4 Cálculo de la Relación de Reflujo Mínimo en la Columna Rm
La relación de reflujo mínimo de la columna se obtiene mediante:
Rm
xD
bm
(4.12)
1
4.1.4.1 Cálculo de la ordenada en el origen a la condición mínima bm
Se obtiene gráficamente al proyectar la línea que une el punto (0,75;0,75)
con el punto formado por la intersección de la línea de alimentación con la
curva de equilibrio hasta la ordenada del diagrama de equilibrio, que se
muestra en la Figura Nº 4.2.
Figura Nº 4.2 Determinación de la ordenada en el origen a la condición mínima para
calcular la relación de reflujo mínimo de la columna
Luego en (4.12):
Rm
0,75
1 0.7045
0,44
62
4.1.5 Cálculo de la Relación de Reflujo Externo para la Columna R
Por definición:
R
k Rm
Por reglas heurística: R 1,15
R 1,15 0.7045
0.81022
4.1.6 Cálculo de la Ordenada en el Origen a la Relación de Reflujo Externo para la
Línea de Operación de la Zona de Rectificación bR
En la definición:
bR
xD
R 1
bR
0,75
0,81022 1
0.41
4.1.9 Cálculo del Número de Etapas de Equilibrio Teórico
El escalonamiento en el diagrama de equilibrio se observa en la Figura Nº 4.3:
Figura Nº 4.3 Determinación del número de etapas de equilibrio teórico
De donde resulta: N T
16 Etapas .de.equilibrio .teórico
63
4.1.8 Cálculo de la eficiencia
La columna multipropósito cuenta con 20 etapas de equilibrio real
NT
NR
n
16
100
20
100
80 %
4.1.9 Cálculo de Flujo de Vapor en la Columna
En la definición:
Vv
mD
o
R 1 22,4 Tm
M D To 3600
(4.13)
4.1.9.1 Cálculo del peso molecular medio en destilado: M D
En la definición:
MD
MD
xD.ETANOL M ETANOL
0,75 46
xD. AGUA M AGUA
0,25 18
39
kg
kmol
o
4.1.9.2 Cálculo de flujo de masa en destilado: m D
Dado que el condensador será total, entonces a partir del flujo molar de
destilado del balance de materia se tiene:
o
mD
0.485
kmol 39kg
h
1kmol
18.915
kg
h
4.1.9.3 Cálculo de temperatura de referencia a condiciones normales To
Sabemos por definición: To
273.K
4.1.9.4 Cálculo de la temperatura media de la columna Tm
En la definición:
Tm
Tm'
2
Tm''
(4.14)
a) Cálculo de la temperatura media en la parte superior de la columna Tm'
Es la temperatura de rocío para la composición promedio del vapor en la
parte superior de la columna y m'
a.1) Cálculo de la composición media del vapor en parte superior de la
columna: ym' .
Sabemos de la ecuación de la línea de operación de la zona de rectificación:
64
R
x
R 1
y
xD
R 1
En la que reemplazamos los valores conocidos:
y
0,81022
x
0.81022 1
0,75
0.81022 1
y
0,4476 x 0.4143
que adaptada a la zona de rectificación se tiene
y m'
0.4476 x m'
0.4143
(4.15)
a.1.1) Cálculo de concentración media del líquido en la parte superior de la
columna xm'
Para esta determinación usamos la definición:
x m'
zF
xD
2
0,15 0,75
2
0.45
De modo que en (4.15)
y m'
0,4476 0,45
0,4143
0,6157
Entonces para calcular la Tm' aplicamos el criterio de Dodge, utilizando (4.6)
y (4.7)
320 K
K 520
mmHg
SAT
Pi
Componente yi
Etanol
0,6157 189,474
Agua
0,3843 78,915
yi / K i
0,364
0,152
0,592
0,395
0,9867030
Componente yi
Etanol
0,6157
Agua
0,3843
Pi SAT
320 , 28 K
K 520
mmHg
192,095
80,047
yi / K i
0,369
0,154
0,600
0,401
1,0005489
Por tanto la temperatura de burbuja:
TPR
Tm"
320,28K
47.28º C
b) Cálculo de la temperatura media de la parte inferior de la columna Tm''
Es la temperatura de rocio para la composición media del vapor en la parte
inferior de la columna y m''
b.1) Cálculo de composición media del vapor en la parte inferior de la
columna y m''
65
Sabemos a partir de la ecuación de la línea de operación de la zona de
agotamiento
R F
x
R 1
y
F 1
xB
R 1
Que al reemplazar los valores definidos:
y m''
0,81022 3.13
x
0.81022 1
y m''
2,177 x m''
3.13 1
0.04
0.81022 1
0,047
(4.16)
b.1.1) Cálculo de concentración media del líquido en la parte inferior de la
columna xm''
Usando la definición:
x m''
zF
xB
0,15 0,04
2
2
0,095
Luego en (4.16)
y m''
2,177 0,095
y m''
0,047
0,159
Entonces para calcular Tm'' aplicamos el método Dodge, utilizando la
Pi SAT
P
ecuaciones (4.6) y (4.7) para calcular K i
Componente yi
Etanol
0,1590
Agua
0,8410
Componente
Etanol
Agua
Pi SAT
302 K
K 520
mmHg
73,640
29,608
Pi SAT
yi
0,1590
0,8410
0,148
0,060
Tm
0,891
0,068
0,9583707
yi / K i
0,929
0,071
1.0001323
Tm"
302,76K
29.76º C
47,28 29,76
2
38,52 o C
311,52 K
Por tanto la temperatura de burbuja:
Luego en (4.14):
0,142
0,057
302 , 76 K
K 520
mmHg
76,840
30,946
yi / K i
TPR
Finalmente (4.13)
Vv
18,915
0,81022 1 22,4 311,52
39 273 3600
6,23 x10
3
m3
s
22,44
m3
h
66
4.2 RESULTADOS EXPERIMENTALES DE COMPOSICION MOLAR EN EL FONDO Y TOPE
DELA COLUMNA
Con la ayuda de la curva calibrada del refractómetro, se procedió a la medición de las
composiciones de la corriente líquida que salen del tope y del fondo, los que se resumen
en la Tabla Nº 4.1, siguiente:
Tabla Nº 4.1 Data experimental de composiciones molares en la corriente líquida en el tope y fondo de la
columna
Tiempo(min)
nT
Tope
0
10
20
30
40
50
Promedio
º GL
nT
Tope
Fondo
Alimentación
º GL
10
10
10
10
10
10
10
89
88
87
88
88
86
88
Columna
Fondo
x
nT
1,3585
1,3313
0,75
0,04
0,15
Estos resultados se deben a las eficiencias del condensador en la que se tuvo mucho
cuidado en el control de la relación de reflujo, del mismo modo el control de flujo de vapor
vivo en el rehervidor permitió un flujo de revaporización adecuado a las condiciones de
diseño.
4.3 MEDICIONES DE TEMPERATURA EN ENTRADA Y SALIDA DE VAPOR VIVO EN EL
REHERVIDOR DE PLACAS IMPLEMENTADA
Tabla Nº 4.2 Data experimental de las temperaturas de entrada y salida del vapor vivo en el
rehervidor de placas
TIEMPO
(min)
PRUEBA 01
PRUEBA 02
5
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
TENT .o C
100
98
99
100
99
100
100
98
100
100
99
98
100
TSAL.o C
97
96
97
97
97
96
96
97
96
97
97
96
97
TENT .o C
99
100
100
99
100
99
100
99
98
100
100
99
100
TSAL.o C
96
97
97
97
96
96
97
96
97
96
96
95
97
PROMEDIO
99,31
96,62
99,46
96,54
67
El promedio de temperaturas experimentales de la entrada y salida del vapor vivo
O
O
alimentado al rehervidor de placas fue de 99.385 C y 96.58 C respectivamente, en tanto
O
O
que el utilizado en el diseño fue de 100 C y 97 C, valores muy cercanos. La discrepancia
se debe probablemente a la alta eficiencia del intercambiador de placas.
Los resultados logrados fortalecen el diseño del rehervidor para la separación de la mezcla
etanol-agua estudiado.
4.4 MEDICIONES DE TEMPERATURA EN ENTRADA Y SALIDA DE MEZCLA ETANOLAGUA EN EL REHERVIDOR DE PLACAS
Tabla Nº 4.3 Data experimental de las temperaturas de entrada y salida de la mezcla líquida etanol-agua
en el rehervidor de placas
TIEMPO
(min)
PRUEBA 01
o
o
PRUEBA 02
o
5
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
TENT . C
85
85
84
85
86
85
87
86
86
85
85
87
86
TSAL. C
90
89
88
91
90
88
89
89
90
88
89
90
89
TENT . C
86
85
86
84
86
85
85
86
85
86
84
85
86
TSAL.o C
89
89
91
90
90
88
89
89
90
89
89
89
90
PROMEDIO
85.5
89,2
85,3
89,4
o
El promedio de temperaturas experimentales de las dos pruebas resulta 85,4 C, Por otro
lado, la temperatura experimental de salida del rehervidor de placas en promedio para las
o
dos pruebas resultaron 89,3 C, ya que nuestra temperatura de fondo fue de 85, estos
valores se acercan a los valores teóricos.
4.5 MEDICIONES DE TEMPERATURA DE ENTRADA Y SALIDA DEL AGUA DE
REFRIGERACION EN EL CONDENSADOR DE PLACAS IMPLEMENTADA
El fluido de refrigeración se utilizo la misma alimentación, el cual la temperatura de
alimentación es igual a la temperatura de salida, por lo tanto la alimentación esl un líquido
saturado
68
Tabla Nº 4.4 Data experimental de las temperaturas de entrada y salida del agua de refrigeración
en el condensador de placas
TIEMPO
(min)
PRUEBA 01
o
o
PRUEBA 02
o
5
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
TENT . C
18
18
17
18
19
18
18
17
19
18
18
17
17
TSAL. C
45
46
47
55
60
55
55
55
60
55
55
60
48
TENT . C
18
18
17
18
19
18
18
17
19
18
18
17
17
TSAL.o C
44
45
45
56
59
54
55
56
55
55
54
60
50
PROMEDIO
17,8
53,5
17,8
52,9
4.6 MEDICIONES DE TEMPERATURA DE ENTRADA Y SALIDA DE LA MEZCLA VAPOR
AGUA-ETANOL EN EL CONDENSADOR DE PLACAS IMPLEMENTADA
Tabla Nº 4.5 Data experimental de las temperaturas de entrada (vapor) y salida (líquida) de la mezcla
etanol-agua en el condensador de placas
TIEMPO
(min)
o
PRUEBA 01
o
o
PRUEBA 02
5
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
TENT . C
75
74
74
76
77
74
73
75
76
74
75
74
76
TSAL. C
20
20
25
24
30
25
30
26
30
24
25
30
30
TENT . C
74
75
76
74
76
74
74
76
75
74
76
74
76
TSAL.o C
20
22
20
25
24
20
30
30
28
25
30
25
30
PROMEDIO
74,85
26,07
74,92
25,3
4.7 MEDICIONES DE LOS FLUJOS DE ALIMENTACIÓN, DESTILADO Y FONDO
Se mantuvo constante el flujo de alimentación, anteriormente se tuvo que hacer varias
manipulaciones para obtener un estado estable.
69
Tabla Nº 4.6 Data experimental de las temperaturas de los flujos de alimentación, destilado y fondo
TIEMPO
(min)
F(l/min)
D(l/min)
B(l/min)
15
30
45
60
75
90
105
120
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
1,2
0,130
0,150
0,100
0,110
0,140
0,130
0,110
0,120
0,75
0,81
0,950
1,05
1,04
1,0
1,0
1.04
4.8 DISEÑO DEL INTERCAMBIADOR DE PLACAS
Figura Nº 4.3 Placas del Intercambiador
El intercambiador de placas que construyo en el laboratorio de operaciones y procesos
unitarios fue diseñado en base a información de intercambiadores de plantas pilotos de
producción de cerveza existentes.
El intercambiador de placas funciona con una presión máxima de 3psi.
70
Las ventajas del uso de intercambiadores de placas, como relación de transferencia de
calor, volumen contenido, reparación y modificación son amplios respecto a los
intercambiadores tradicionales, como se puede
apéndice B.
observar en mayor detalle en el
29
Para la construcción del Rehervidor se elaboro un nuevo molde capaz de dar forma a
los canales y corrugaciones de las 10 placas del intercambiador de calor, mediante un
solo prensado obteniendo así placas completamente enderezadas, ya que en la
construcción del condensador y rehervidor de la
tesis titulada “DISEÑO Y
CONSTRUCCIÓN DE UN REHERVIDOR Y CONDENSADOR PARA LA PUESTA EN
OPERACIÓN DE UNA COLUMNA DE DESTILACIÓN A NIVEL LABORATORIO”,
tuvieron deficiencias en el moldeado de las placas debido a que no contaban con un
molde completo para formar las corrugaciones y canales, primero prensaban para
acanalar y realizaban otro prensado para las corrugaciones, por este motivo las placas
no quedaban correctamente enderezadas.
Al momento de la puesta en marcha vemos que la rectificación de nuestra torre supero
nuestras expectativas este podía destilar el 88 % , reproduciendo con gran precisión la
teoría del fenómeno.
Las ranuras de las placas corrugadas fueron diseñadas para que encaje los empaques
de nitrilo, las placas fueron construidas con piezas
a presión porque comprar un
diseño original seria demasiado costoso
El material de construcción fue de acero inoxidable serie 316, se eligió este material
porque tienen un buen espesor, durabilidad
y son disponibles a ser amoldados a
nuestra conveniencia.
El intercambiador de placas que se muestra en la Figura Nº 4.6 puede ser extendido
cambiando los pernos esparrago.
La placa que se muestra en la Figura Nº 4.6 tiene canales estos fueron diseñados con
el. objetivo de aumentar la eficiencia y la temperatura en al caso del Rehervidor.
4.9 EFICIENCIA GLOBAL DE LA COLUMNA MULTIPROPOSITOS
Cuando se hizo la prueba experimental, se tuvo dificultad para medir el reflujo, ya que la
presión del vapor era mayor que la presión de retorno de reflujo, ya que impedía que no
hubiera reflujo, dando como solución instalar de otra manera las tuberías de retorno.
Según los cálculos obtenidos, la eficiencia resultó 80%, como se puede ver la columna es
eficiente para cualquier tipo de destilación.
71
CONCLUSIONES
Se ha diseñado, el rehervidor de tipo placas, Las dimensiones del intercambiador de placas
se basaron en la tesis titulada “DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DE UN REHERVIDOR Y
CONDENSADOR PARA LA PUESTA EN OPERACIÓN DE UNA COLUMNA DE
DESTILACIÓN A NIVEL
LABORATORIO, Para determinar el número de placas del
intercambiador de calor de placas, necesitábamos conocer el valor del coeficiente global de
transferencia de calor, y según
1460
W
, el QRe hervidor
m2 º C
la bibliografía revisada, el valor que se utilizó fue de
10144,63
W
, obteniendo 10 placas para la construcción
ºC
del rehervidor.
Se construyo el rehervidor tipo placas de acero inoxidable, ya que los flujos que se
utilizaron no son corrosivos. El tipo de acero inoxidable, es de austenitico AISI 316,
porque este tipo de acero presenta mayor resistencia a la corrosión y empaques de
nitrilo sanitario
Se instalo el rehervidor tipo placas en la columna de destilación del LOPU en el ultimo
cuerpo, el cual opera a una presión máxima de 5 psia.
Se puso en funcionamiento la columna Multipropósito de platos perforados utilizando la
mezcla Etanol-Agua con
zF
0,15 mol de etanol en el Laboratorio de Operaciones y
Procesos Unitarios de la Facultad de Ingeniería Química de la Universidad Nacional del
Centro del Perú, obteniéndose un destilado de
xB
xD
0,75 de etanol y en el fondo
0,04 , concordante con los antecedentes de operación y teóricos de diseño y que
reprodujeron el fenómeno de destilación con gran precisión en cada etapa de equilibrio.
Se obtuvo una eficiencia global de 80%, para ello se calculo el numero de platos teóricos
por el método de Mc Cabe Thiele obteniendo el
N Teori cos
16
72
RECOMENDACIONES
Optimizar con un, sistema de control de temperatura en el tope para obtener mayor
concentración en el destilado de esta manera mejorar el proceso de destilación, a la
vez aumentar sistemas completos para obtener temperaturas en cada etapa.
Para el mantenimiento del rehervidor, durante el trabajo es necesario adicionar
productos que eviten la corrosión y la incrustación como un método de mantenimiento
preventivo, para así evitar costos de mantenimiento elevados.
Con la finalidad de evitar el deterioro rápido del equipo, es necesario instalar un
sistema de tratamiento de agua que nos permita obtener agua blanda para utilizarlo en
el caldero. El sistema de tratamiento de agua que se dispone en el Laboratorio de
Operación y Procesos Unitarios. puede ser aprovechado para este trabajo.
Se recomienda instalar sensores de temperatura, para obtener una lectura más exacta
de las temperaturas, evitando el trabajo de medir con un termómetro o termocupla.
Se recomienda instalar un sistema de control de presión a la entrada de vapor al
rehervidor, para mantener la presión constante.
Se recomienda que el líquido de refrigeración sea independiente del fluido de
alimentación.
73
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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74
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[12]http://docencia.udea.edu.co/ingenieria/transferenciademasa_borrar/unidad_1/sist_bin
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75
APÉNDICE
76
APÉNDICE A
PROPIEDADES FISICAS DEL ETANOL Y EL AGUA
Tabla A.1 Propiedades físicas del etanol a 1Atm
Temperatura
o
C
Densidad
3
1000kg/m
Viscosidad
-3
(PA-S)x10
0
20
40
80
0,806
0,789
0,772
0,754
1,77
1,2
8,34
5,92
Viscosidad
Cinemática
2
(m /s)
2,2
1,52
1,08
Tensión
superficial
(N/m)
2,41
Tabla A.2 Propiedades fisicas del agua a 1 atm
TC
Densidad
3
(X1000Kg/m )
Viscosidad
-3
(PA-S)x10
Viscosidad
cinematica
(m2/s)
Tension
Superficial(N/m)
0
1
1,79
1,79
7,56
4
1
1,57
1,57
10
1
1,31
1,31
7,42
2,12
20
0,998
1
1
7,28
2,21
30
0,996
7,98
8,01
7,12
2,26
40
0,992
6,53
6,58
6,96
2,29
50
0,988
5,47
5,48
6,79
2,29
60
0,983
4,67
4,75
6,62
2,28
70
0,978
4,04
4,13
6,64
2,24
80
0,972
3,55
3,65
6,26
2,2
90
0,965
3,15
3,26
100
0,958
2,82
2,94
o
Grandes
Cantidades
(GPA)
1,99
2,14
5,89
2,07
77
APÉNDICE B
Tabla B.1 Comparación de parámetros de un
Intercambiador de placas vs de casco y tubos
78
APÉNDICE C
C.1 Diagrama de equilibrio para la mezcla etanol- agua a 520 mmHg
C.2 Diagrama del punto de ebullición para la mezcla etanol-agua a 520 mmHg
79
APÉNDICE D
FOTOGRAFÍAS DE LA COLUMNA
80