TECNOLOGICO NACIONAL DE MEXICO

Departamento de Ingeniería Química

REPORTE DE RESIDENCIAS PROFECIONALES

ANÁLISIS TERMODINÁMICO DE LA COLUMNA DE DESTILACIÓN OLDERSHAW.

REALIZADO POR:

PEDRO MANUEL LÓPEZ SERRANO

ING. ARNOLDO PIÑON ORDAZ DR. RAFAEL JIMENEZ FLORES ASESOR EXTERNO ASESOR INTERNO

___________________________ ___________________________ REVISOR 1 REVISOR 2

MINATITLÁN, VER., AGOSTO DEL 2015

INDICE DE CONTENIDOS

INTRODUCCION…………………………………………………………………………1

JUSTIFICACION.................................................................................................….2

OBJETIVO...………………………………………...…………………………………….3

CAPITULO 1 DESCRIPCION DE LA EMPRESA

1.1 DESCRIPCION GENERAL…...………………………………………...…………5

1.2POLITICA, MISION Y VISION……………………………………………………..6

CAPITULO 2 MARCO TEORICO

2.1 PRINCIPIOS GENERALES…………………………...…......………..………….8

2.2 CONCEPTO DE ETAPA DE EQUILIBRIO……………...…....…..……….…..10

2.3 DATOS TERMODINÁMICOS……………………......…………..……….……..10

2.4 DATOS DE EQUILIBRIO DE FACES…………...…...……..……………….…19

2.5 CALCULO POR ETPAS DE EQUILIBRIO…………….......…..……………...24

2.6 TIPOS DE COLUMNAS DE DESTILACION……………………...…..……….24

2.7 COLUMNAS DE PLATOS PARA CONTACTO VAPOR-LIQUIDO...…..…..28

2.8 DIAMETRO DE LA COLUMNA…………………………...…………..………...32

2.9 ALTURA DE LA COLUMNA……………………………....…………..………..34

2.10 DISPOSITIVOS INTERIORES DE LAS COLUMNAS……….........………..34

2.11 COLUMNAS DE RELLENO FRENTE A COLUMNAS DE PLATOS...…...36

2.12 CONDICIOES QUE FAVORECEN A LAS COLUMNAS DE PLATOS…...36

CAPITULO 3 DESARROLLO EXPERIMENTAL

3.1 DESARROLLO EXPERIMENTAL………………………………………………38 3.2 ESPECIFICACIONES DE LA COLUMNA OLDERSHAW…………………...39

CAPITULO 4 OPERACIÓN Y MANTENIMIENTO DE LA COLUMNA DE DESTILACION OLDERSHAW

4.1 INSTALACION DE LA COLUMNA……………………………………………..46

4.2 PREVIO AL ARRANQUE………………………………………………………..47

4.3 OPERACIÓN DE LA COLUMNA……………………………………………….47

4.4 EQUIPO DE SEGURIDAD………………………...……………………….……48

CAPITULO 5 RESULTADOS Y DISCUSIÓN

INDICE DE TABLAS

TABLA 2.1 DATOS DE EQUILIBRIO…………………………………………….....20

TABLA 3.1 ESPECIFICACIONES DE LA BOMBA DE LLENADO……………..40

TABLA 5.1 INDICE DE REFRACCIÓN DE LA MEZCLA ETOH-H2O………….51

TABLA 5.2 RESULTADO DEL CÁLCULO DE LAS PROPIEDADES FISICAS Y QUIMICAS DE LA MEZCLA ETOH-H2O…………………...………….52

TABLA 5.3 ALIMENTACION DEL TERMOSIFON Y TEMPERATURA A DIFERENTES TIEMPOS………………………....…………….54

TABLA 5.4 CANTIDAD DE DESTILADO Y TEMPERATURA A DIFERENTES TIEMPOS………………………………….……………………………54

TABLA 5.5 DATOS DEL CONDENSADOR A DIFERENTES TIEMPOS…...….55

INDICE DE GRAFICAS

GRÁFICA 5.1 PORCIENTO DE ETANOL A DISTINTO INDICE DE RFRACCION..........................................................................................................49 GRAFICA 5.2 PORCIENTO MOL A DISTINTO PORCIENTO DE ETANOL…………………………………………………………………………...……..49

INDICE DE FIGURAS

FIGURA 2.1 DIAGRAMA ESQUEMATICO DE LA COLUMNA OLDERSHAW……………………………………………………………………………8

FIGURA 2.2 DIAGRAMA ESQUEMATICO DE LA COLUMNA OLDERSHAW INDICANDO LAS DIFERENTES ZONAS………………………….10

FIGURA 2.3 PROCESO DE REFLUJO O RECTIFICACION EN UNA COLUMNA DE DESTILACION……………………………………………….……….24

FIGURA 2.4 COLUMNA DE CONTACTO CONTINUO…………………………...25

FIGURA 2.5 COLUMNA DE RELLENO. 1) TOMA DE MUESTRA A LA SALIDA DE LA COLUMNA, 2) RELLENOS, 3) VALVULA DE REGULACION DE LA PRESION DE LA COLUMNA, 4) TOMA DE MUESTRA DE MEDIO DE LA COLUMNA, 5) PARTE SUPERIOR DE LA COLUMNA, 6) SILENCIADOR……………………………..….26

FIGURA 2.6 COLUMNA DE CONTACO POR ETAPA, O COLUMNA DE PLATOS O PISOS……………………………………………………………….…27 FIGURA 2.7 VALVULAS REPRESENTATIVAS: A) GLITSCH TIPO A-1, B) KOCH TIPO A, C) KOCH TIPO T…………………………………….……………29

FIGURA 2.8 PLATO PERFORADO…………………………………………………30

FIGURA 2.9 ALGUNAS CAPERUZAS DE BORBOTEO…………………….…..31

FIGURA 2.10 CAPACIDAD DE INUNDACION DE ARRASTRE…………..……34

FIGURA 2.11 DISPOSITIVOS INTERNOS DE COLUMNAS. A) VERTEDERO DE ENTRADA, B) COLECTOR DE SALIDA, C) CIERRE DE GAS, D) PANELES DE SALPICADURA………………...………..35

FIGURA 3.1 COLUMNA DE DESTILACION ESQUEMATIZADA……………….38

FIGURA 3.1 BOMBA PERISTALTICA USADA PARA LA ALIMENTACION DE LA MEZCLA A DESTILAR………………………………..….39

FIGURA 3.3 CONTROL DE LA BOMBA DE ALIMENTACION…………….……39

FIGURA 3.4 REHERVIDOR TERMOSIFON………………………………………..40

FIGURA 3.5 REOSTATO………………………………………………………….….41

FIGURA 3.6 COLUMNA DE 10 PLATOS………………………………………..…41

FIGURA 3.7 DISPOSITIVO DE REFLUJO……………………………………...….42

FIGURA 3.8 ELECTROIMAN…………………………………………………..…….42

FIGURA 3.9 RELOJ PROGRAMADOR DEL ELECTROIMAN……….………….42

FIGURA 3.10 CONDENSADOR…………………………………………….……….43

FIGURA 3.11 TERMOMETRO DIGITAL………………………………………...….43

FIGURA 3.12 TERMOPAR TIPO K…………………………………………….……43

FIGURA 3.13 COUMNA DE DESTILACION OLDERSHAW (PILOTO)………...44

INTRODUCCIÓN

La destilación es la operación unitaria que explica el proceso de separación de líquidos miscibles por calentamiento, generalmente con vapor de agua. Uno de los problemas que se presentan durante el proceso es la pérdida de energía calorífica a través de las paredes de la columna y de las líneas auxiliares debido a que no se encuentran aisladas térmicamente. Debido a estas pérdidas energéticas se produce el empobrecimiento de la calidad del vapor que se suministra a la unidad de destilación, reducción de la eficiencia térmica del sistema, menor volumen y grado de pureza del producto final destilado, así como también existen riesgos de operación.

Para evaluar tales pérdidas energéticas se hará un análisis termodinámico el cual consiste de:

I. La evaluación del estado termodinámico en cada uno de los puntos del proceso.

II. Determinación de los flujos másicos de cada corriente.III. El cálculo de las transferencias de calor y trabajo real para cada una de las

etapas.IV. El cálculo de la energía disponible en cada punto.V. El cálculo de la irreversibilidad en cada etapa y a qué porcentaje de la

irreversibilidad total corresponde.VI. El cálculo de la eficiencia termodinámica de cada etapa y del proceso

global.Para la obtención de datos energéticos y datos de equilibrio se suministró a una columna de destilación Oldershaw una mezcla EtOH-H2O. Para evaluar la concentración del destilado se elaboró una hoja de cálculo del índice de refracción contra la fracción mol de EtOH.

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JUSTIFICACION

El análisis termodinámico sirve para identificar, cuantificar y minimizar las irreversibilidades del proceso, que son un factor clave cuando se busca un uso eficiente de la energía. Teniendo en cuenta que la destilación es la operación de separación más usada a nivel industrial y dada su baja eficiencia energética, en el presente trabajo se pretende mostrar que es posible aumentar la eficiencia termodinámica en los procesos de destilación, mediante modificaciones en el diseño y condiciones de operación de la columna de destilación Oldershaw, encontradas mediante el análisis y la minimización la entropía generada en el proceso.

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OBJETIVO

El análisis tiene por objeto cuantificar la influencia que tienen las condiciones de proceso y de diseño sobre la eficiencia del mismo, mientras que en la optimización se buscan las condiciones de operación y algunas características de diseño que maximizan la eficiencia del proceso dentro de restricciones como: pureza de los productos, recuperación del componente de interés, tamaño del equipo.

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CAPITULO I

Descripción de la Empresa

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1.1 Descripción general

Ubicada en el municipio libre de Minatitlán, en la región sur del estado de Veracruz, el instituto tecnológico de Minatitlán es una institución de educación superior dependiente de la secretaria de educación pública y de la subsecretaria de educación superior, siendo el órgano rector le dirección general de educación superior tecnológica.

El instituto tecnológico de Minatitlán inicio sus actividades el 17 de septiembre de 1972 ofreciendo las carreras de técnico en administración de personal, técnico industrial químico, técnico instrumentista, y técnico electromecánico. La tarea escolar se empezó a desarrollar con 7 edificios y la población escolar inicial del tecnológico fue de 275 alumnos mismos que conformaron la primera generación de egresados de la institución, generación pionera de esta casa de estudios atendida por 49 trabajadores.

En 1975, el ITM ofrece 4 carreras de nivel profesional: ingeniería electromecánica, ingeniería industrial química, ingeniería electrónica en instrumentación y la licenciatura en administración de empresas, iniciando así su nueva etapa como institución educativa de nivel superior.

En febrero de 1994 el instituto oferta por primera ocasión estudios de posgrado y lo hace en el área donde más experiencia ha acumulado, impartiendo la especialización en ingeniería ambiental.

Actualmente, el instituto tecnológico de Minatitlán imparte 7 carreras a nivel licenciatura: ing. En gestión empresarial, ing. En sistemas computacionales, ing. Industrial (escolarizada y a distancia), ing. Electrónica, ing. Electromecánica, ing. Química, ing. Ambiental, y 2 a nivel posgrado en las áreas de ciencias sociales y administrativas e ingeniería. Forma parte de la dirección general de educación superior tecnológica (DEGEST), de la secretaria de educación pública de México.

Se han dado importantes avances en cuanto a proyectos de investigación y desarrollo tecnológico financiados por COSNET, CONACYT, FIDEICOMISO DEL ITM, convenios con otras instituciones y fundación del tecnológico de Minatitlán.

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1.2 Política, misión y visión

Política de calidad

La organización establece el compromiso de implementar todos sus procesos orientándolos hacia la satisfacción de sus alumnos, sustentada en la calidad del proceso educativo, para cumplir con sus requerimientos mediante la eficacia de un sistema de gestión de la calidad y de mejora continua, conforme a la norma ISO 9001:2000/NMC-CC-9001-IMNC-2000.

Misión

Ofrecer educación superior tecnológica basada en competencias profesionales de clase mundial, con un amplio sentido humanista y ético, que coadyuve al desarrollo integral del alumno, para responder a los retos y necesidades que la sociedad demande.

Visión

Ser una institución superior tecnológica con calidad, que promueva el desarrollo sustentable. Sostenido y equitativo en el ámbito de la globalización.

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CAPITULO II

Marco Teórico

2.1 PRINCIPIOS GENERALES

Los procesos de separación alcanzan sus objetivos mediante la creación de dos o más zonas que coexisten y que tienen diferencias de temperatura, presión, composición y/o fase cada especie molecular de la mezcla que se vaya a separar reaccionaran de modo único ante las distintas condiciones presentes en esas zonas. En consecuencia conforme el sistema se desplaza hacia el equilibrio, cada especie presentara una concentración diferente en cada zona, dando como resultado una separación entre las especies.

El proceso de separación denominado Destilación utiliza fases de vapor y líquido, esencialmente a la misma temperatura y presión en las zonas en las que estas coexisten. Se utilizan varios tipos de dispositivos, como por ejemplo el relleno aleatorio u ordenado y las bandejas de platos, para que dos fases entren en contacto íntimo, los platos se colocan unos sobre otros y se encierran en una carcasa metálica para formar una columna. El relleno también está contenido dentro de una carcasa cilíndrica, entre los platos de apoyo y de soporte [1]. La FIGURA 2.1 se muestra una representación de la columna de destilación Oldershaw del tipo de platos, junto con sus principales accesorios externos.

FIGURA. 2.1. Diagrama esquemático de la columna oldershaw con: A) alimentación, D) condensador, E) un calderin. L) liquido, W) vapor, F) destilado, H) productos de fondo.

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La mezcla de alimentación, que se debe separar en fracciones se introduce en uno o más puntos a lo largo de la estructura de la columna. Debido a la acción diferente de la fuerza de la gravedad entre la fase de vapor y la liquida, el líquido que fluye hacia abajo de la columna, cayendo en cascada de plato a plato, mientras que el vapor asciende por la columna para entrar en contacto con el líquido en cada uno de los platos.

El líquido que llega al fondo de la columna se vaporiza parcialmente en un calderin que genera vapor recalentado que asciende por la columna. El resto del líquido se retira como producto de fondo. El vapor que llega a la parte superior de la columna se enfría y condensa como liquido en el condensador superior. Parte de este líquido regresa a la columna como reflujo, para proporcionar un caudal líquido. El resto de la corriente superior se retira como producto destilado o producto de cabeza. En algunos casos, solo una parte del vapor se condensa de manera que se puede extraer un destilado como vapor.

Este tipo de flujo en una columna proporciona un contacto en contracorriente liquido-vapor, en todos los platos de la columna. Las fases vapor y liquida en un plato dado se acercan al equilibrio en relación a T, P y X, hasta un punto que depende de la eficiencia del plato de contacto.

El componente más volátil (de punto de ebullición más bajo) tienden a concentrarse en la fase vapor, mientras que los más pesados (de punto de ebullición más alto) tienden a la fase liquida. El resultado es una fase vapor que se hace más rica el componente más volátil al ir ascendiendo por la columna, y una fase liquida que se va haciendo más rica, los componentes pesados conforme desciende en cascada. La separación global que se logra entre el producto superior y el del fondo depende principalmente de las volatilidades relativas de los componentes, número de platos de contacto y de la relación de reflujo de la fase liquida a la de vapor.

Si la alimentación se introduce en un punto situado a lo alto de la columna, la columna se dividirá en una sección superior, que se denomina con frecuencia sección de rectificación, y otra inferior, que suele recibir el nombre de sección de agotamiento indicados en la FIGURA 2.2. Estos términos se vuelven bastante indefinidos en columnas con alimentaciones múltiples y en columnas en las cuales se retira una corriente lateral de producto en algún punto a lo largo de la columna, además de las dos corrientes de productos de los extremos.

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FIGURA 2.2. Diagrama esquemático de la columna de destilación oldershaw indicando las zonas de: A) alimentación, B) rectificación, C) sección de agotamiento, D) condensador, E) calderin, G) liquido, W) vapor, F) destilado, H) productos de fondo.

2.2. CONCEPTO DE ETAPA DE EQUILIBRIO

Anteriormente los procesos de transferencia de materia y energía en una columna de destilación se consideraban muy complicados para poder modelarlos de forma directa. Esta dificultad se supera mediante el modelo de etapa de equilibrio, desarrollado por Sorel en 1893, en el que las corrientes de vapor y líquido que salen de una etapa en equilibrio están en equilibrio completo entre sí, pudiéndose emplear relaciones termodinámicas para determinar las temperaturas y la relación de concentraciones de las dos corrientes en equilibrio a la presión dada.

2.3. DATOS TERMODINÁMICOS

Todos los procesos químicos requieren de la disponibilidad de propiedades físicas y termodinámicas. En dependencia de la operación unitaria involucrada, las propiedades físicas y termodinámicas que se requieren son diferentes [5]. Aunque las leyes de la termodinámica son generales, ellas suministran relaciones, no modelos. Por lo que, cuando se habla de calcular propiedades físicas se está haciendo referencia a resultados obtenidos usando modelos termodinámicos. La calidad final de los resultados en la modelación de un proceso, independientemente del grado de sofisticación de las ecuaciones del modelo, depende de la calidad de las predicciones suministradas por el modelo termodinámico [6]. En la industria competitiva actual, los procesos son modelados

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y optimizados usando herramientas de simulación. Una de las razones fundamentales por la cual los simuladores de procesos son exitosos, es su habilidad para modelar con precisión el comportamiento termodinámico de las mezclas de fluidos con muy poca información de entrada por parte del usuario [7]. La mayoría de los simuladores tienen una gran base de datos de componentes y una amplia variedad de modelos termodinámicos y correlaciones estadísticas incluidas. Es por ello que el paso más propenso a errores en una simulación es la selección del modelo correcto y los datos de propiedades físicas [5].

Postulado 1

Existe una forma de energía, conocida como energía interna, que para sistemas en equilibrio interno es una propiedad intrínseca del sistema que es función de las coordenadas características del sistema.

Postulado 2

Primera ley de la termodinámica

La energía total de cualquier sistema y su entorno permanece constante.

La energía interna tiene una naturaleza muy distinta a la cinética y a la potencial de los cuerpos macroscópicos caracterizada por las coordenadas macroscópicas T y P, como es la energía interna, tiene su origen en las energías cinética y potencial de las partículas moleculares y submoleculares. Al aplicar la primera ley de la termodinámica deben considerarse todas las formas de energía incluyendo la interna, con lo que queda claro que el postulado 2 es interdependiente del postulado 1. Para un sistema aislado, la primera ley requiere que su energía permanezca constante, pero en un sistema cerrado no aislado requiere que las variaciones de energía del sistema sean compensadas por los cambios oportunos de energía del entorno. La energía intercambiada entre un sistema y su entorno puede serlo como calor o como trabajo.

Se denomina calor a la energía intercambiada entre un sistema y su entorno bajo la acción de una diferencia o gradiente de temperatura. Una cantidad Q de calor representa una cantidad de energía en tránsito entre un sistema y su entorno y no es una propiedad del sistema. El acuerdo usual con respecto a los signos es considerar Q positivo cuando sea el sistema el que absorbe calor del medio exterior y negativo cuando se trate de calor cedido al medio por el sistema.

El trabajo es también energía en tránsito entre un sistema y su entorno, pero como consecuencia en este caso del desplazamiento de una fuerza que se ejerce entre ellos. Al igual que en el caso del calor, una cantidad W de trabajo representa una cantidad de energía y no es una propiedad del sistema. El acuerdo usual con

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respecto a su signo es igualmente considerarlo positivo cuando es el medio el que realiza el trabajo sobre el sistema y negativo cuando es, al contrario, el sistema el que realiza el trabajo sobre el medio. Cuando se aplica a sistemas cerrados (de masa constante) la primera ley de la termodinámica se expresa matemáticamente en la forma:

dU t=dQ+dW (3.1)

Donde Ut es la energía interna total del sistema (obsérvese que dQ y dW, cantidades diferenciales que representan intercambios de energía entre el sistema y el medio, sirven para medir el cambio de energía del entorno, en tanto que dU t

es directamente el cambio diferencial de energía interna del sistema). La integración de la ecuación (3.1) da para un proceso finito que

ΔU t=Q+W (3.2)

Donde ΔUt es el cambio finito de energía interna del sistema dado por la diferencia entre los valores final e inicial de Ut, Q y W son cantidades finitas de calor y trabajo, respectivamente, pero no propiedades dadas del sistema ni funciones de las coordenadas termodinámicas que lo caracterizan.

Postulado 3

Existe una propiedad llamada entropía que para sistemas en equilibrio interno es una propiedad intrínseca del sistema relacionada funcionalmente con las coordenadas mensurables que caracterizan el mismo. En el caso de procesos o transformaciones reversibles los cambios de esta propiedad obedecen la ecuación

dS=dQrev

T (3.3)

Postulado 4

Segunda ley de la termodinámica

El cambio de entropía de cualquier sistema y su entorno, conjuntamente considerados, resultante de cualquier transformación es siempre positivo, pero se aproxima a cero como valor límite cuando la transformación se acerca a la reversibilidad.

De la misma manera que la primera ley no puede formularse sin el reconocimiento previo de la energía interna como una propiedad del sistema, tampoco la segunda ley de la termodinámica puede expresarse cuantitativa y completamente sin la afirmación previa de la existencia de la entropía como propiedad.

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La segunda ley requiere que la entropía de un sistema aislado aumente o permanezca constante, mientras que para un sistema cerrado y no aislado la entropía podrá reducirse siempre que tal reducción quede más que compensada si se tratase de un proceso reversible.

Las propiedades termodinámicas fundamentales implicadas en la primera y segunda leyes de la termodinámica, que son la energía interna y la entropía, se aplican al igual que las correspondientes leyes a todos los tipos de sistemas, sin embargo, hay clases distintas de sistemas y se caracterizan por conjuntos distintos de coordenadas o variables mensurables. El tipo de sistema que se encuentra con mayor frecuencia en aplicaciones de ingeniería química es aquel para el que las variables características mensurables primarias son la temperatura T, la presión P, el volumen molar V y la composición, y que no siempre tienen que ser independientes. Tales sistemas suelen estar constituidos por fluidos (líquido o gas) y se denominan sistemas PVT.

En el caso de sistemas serrados de esta índole, el trabajo de un proceso reversible puede calcularse por medio de la ecuación

dW=−PdV t (3.4)

Donde P es la presión absoluta y Vt es el volumen total de sistema. Tal ecuación es consecuencia inmediata de la definición de trabajo mecánico.

Postulado 5

Las propiedades macroscópicas de los sistemas PVT homogéneas en equilibrio interno quedan perfectamente definidas por los valores de temperatura, presión y composición únicamente.

Este postulado supone una idealización y constituye la base de todas las relaciones entre propiedades para este tipo PVT de sistemas, que sirve satisfactoriamente como modelo en un numero enorme de aplicaciones prácticas. Al aceptar este modelo se supone que los efectos de los campos eléctricos, magnéticos y/o gravitacionales son despreciables y que la viscosidad y los fenómenos superficiales carecen también de importancia.

La temperatura, la presión y al composición se consideran en estos casos condiciones impuestas en el sistema o manifestadas por él y la dependencia funcional de las propiedades termodinámicas de tales condiciones se determina por vía experimental. En el caso, por ejemplo, de volumen molar para cualquier sistema PVT homogéneo existe una ecuación de estado que lo relaciona con la presión, temperatura y la composición, y constituye una herramienta básica en las aplicaciones termodinámicas.

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PV=nRT (3.5)

El postulado 5 afirma que las demás propiedades termodinámicas molares o específicas de los sistemas PVT tales como la energía interna U y la entropía S son también funciones de la temperatura, la presión y la composición. Tales propiedades molares o por unidad de masa, representadas por los símbolos V,U y S sin índices, son independientes del tamaño del sistema y se denominan intensivas. Temperatura, presión y variables de composición, tales como por ejemplo la fracción molar, son también intensivas. Las propiedades totales (Vt, Ut, St) dependen en cambio del tamaño del sistema y como tales son extensivas. (Para un sistema que contiene n moles de fluido, M t=nM , donde M es una propiedad molar.)

Las aplicaciones de los postulados de la termodinámica necesariamente conllevan el manejo de las magnitudes abstractas de energía interna y entropía y solo a través de estas magnitudes pueden resolverse los problemas de los que se ocupa la termodinámica aplicada [3].

Calculo del trabajo ideal

En cualquier proceso de estado y flujos estacionarios que requiere trabajo hay que gastar una cantidad mínima de este para producir un cambio de estado específico en el flujo circulante. En un proceso que produce trabajo puede alcanzarse una cantidad máxima de este por una variación específica de estado e el fluido. En cualquier caso, el valor límite se obtiene cuando la variación específica de estado se lleva a cabo de manera completamente reversible. Las implicaciones de este requisito son:

1. El proceso es internamente reversible dentro del volumen de control.2. La transferencia externa de calor al volumen de control es también

reversible.

Esta segunda implicación significa que el intercambio de calor entre el sistema y su entorno debe ocurrir a la temperatura del entorno, del que se supone constituye una fuente de calor a una temperatura uniforme y constante Tσ. Ello puede requerir motores o bombas de calor de Carnot, internos al sistema, que transfieran reversiblemente el calor desde la temperatura del líquido circulante a la del entorno. Puesto que los motores y bombas de calor de Carnot son cíclicos, no sufren variaciones netas de estado. El cambio de entropía del entorno es la ec.

(3.6), es ΔSσ=Qσ

Tσ, de donde

Qσ=T σ ΔS σ (3.6)

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Dado que las transferencias de calor con dirección al entorno y con dirección al sistema son iguales en magnitud pero de signos opuestos, Qσ=−Q. Además, la segunda ley requiere que para un proceso reversible las variaciones de entropía del sistema y del entorno sean iguales en valores absolutos y de signos opuestos:

ΔSσ=−ΔSt. Por tanto, la ec. (3.6) puede escribirse ΔSσ=T σ ΔSt, y, en términos de

velocidades de transferencia

Q=T σ Δ (Sṁ )fs (3.7)

Donde

Q = velocidad de transferencia de calor con respecto al sistema

ṁ = velocidad másica de flujo del fluido

Δ = denota la diferencia entre las corrientes de salida y entrada

fs = indica que el termino se aplica a todas las corrientes circulantes

El balance de materia para un proceso estacionario, de flujo estacionario, que resulta de la primera ley de la termodinámica es

Δ [(H+ 12U2+zg)ṁ ]

fs

=Q+Ẇ S (3.8)

Con:

H = entalpia especifica del fluido circulante

n = velocidad del fluido

z = elevación del fluido con respecto a un nivel dado de referencia

g = aceleración local de la gravedad

Ẇs = trabajo

Eliminando Q entre las ecuaciones (3.8) y (3.7) resulta

Δ [(H+ 12U 2+zg)ṁ ]

fs

=T σ Δ (Sṁ )fs+Ẇ S(rev) (3.9)

Donde

Ẇ(rev) = indica que el trabajo útil es para un proceso completamente reversible y es denominado trabajo ideal Ẇideal. Así pues

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Ẇ ideal=Δ [(H+ 12U 2+zg )ṁ ]

fs

−Tσ Δ (Sṁ) fs (3.10)

En la mayoría de las aplicaciones en ingeniería química los términos de energía cinetica y potencial son prácticamente despreciables frente a los otros; en esos casos la ec. (3.10) toma la forma

Ẇ ideal=Δ (Hṁ )FS−Tσ Δ (Sṁ) fs (3.11)

Y en el caso especial de una sola corriente circulando a través del sistema,

Ẇ ideal=ṁ (ΔH−T σ ΔS ) (3.12)

O, dividiendo por ṁ ambos miembros,

Ẇ ideal=ΔH−T σ ΔS (3.13)

Por unidad de masa.

U proceso completamente reversible es hipotético y únicamente se contempla para estimar el trabajo ideal asociado con una variación de estado dada. Su sola conexión con un proceso real es que produce la misma variación de estado que el proceso real, permitiendo así comparar el trabajo real del proceso con el de un proceso reversible hipotético las ecuaciones (3.10) a (3.13) dan el trabajo de un proceso totalmente reversible asociado con una variación de propiedades dada de las corrientes circulantes. Cuando ocurren las mismas variaciones de propiedades en un proceso real, el trabajo real Ẇs (Ws) viene dado por un balance de energía y puede compararse con un trabajo ideal. Cuando Ẇideal (Wideal) es positivo, corresponderá al mínimo trabajo requerido para producir una variación dada en las propiedades de las corrientes circulantes, y será más pequeño que Ẇs. en este el rendimiento termodinámico 𝜂t se define como la relación entre el trabajo ideal y el trabajo real:

ηt (trabajo requerido )=Ẇ ideal

Ẇ s

(3.14)

Cuando Ẇideal (o Wideal) es negativo, │Ẇideal│es el trabajo máximo que puede obtenerse para una variación de estado dada, y será mayor que │Ẇs│. En tal caso el rendimiento termodinámico vendrá dado por la relación entre el trabajo real y el trabajo ideal:

ηt (trabajo requerido )=Ẇ s

Ẇ ideal

(3.15)

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Trabajo perdido

El trabajo que se desaprovecha como consecuencia de las irreversibilidades del proceso se denomina trabajo perdido, Ẇperdido, y se define como la diferencia entre el trabajo real de un proceso y el trabajo ideal para el mismo proceso. Así pues, por definición,

W perdido≡W s−W ideal (3.16)

O, en términos de velocidades,

Ẇ perdido≡Ẇ s−Ẇ ideal (3.17)

Por la ecuación (3.8), el trabajo real será

Ẇ s=Δ [(H+ 12u2+zg)ṁ ]

fs

−Q (3.18)

Y restando el trabajo ideal dado por la ecuación (3.10), resulta

Ẇ perdido=T σ Δ (Sṁ )fs−Q (3.19)

Para el caso especial de un solo flujo en el volumen de control,

Ẇ perdido=ṁT σ ΔS−Q (3.20)

O, dividiendo por ṁ,

Ẇ perdido=T σ ΔS−Q (3.21)

Por unidad de masa.

Por otro lado, la velocidad total de aumento de entropía (en ambos, el sistema y el entorno) como resultado de un proceso es

Ṡtotal=Δ (Sṁ )fs−QT σ

(3.22)

Para una sola corriente, dividiendo por ṁ proporciona una ecuación basada en la unidad de masa que fluye a través del volumen de control:

Stotal=ΔS− QTσ

(3.23)

Lo que multiplicando por Tσ da

T σ Ṡtotal=T σ Δ (Sṁ )fs−Q (3.24)

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Esta ecuación que, comparada con la ecuación (3.18), indica que

Ẇ perdido=T σ Ṡ total (3.25)

Y que, para el caso especial de un solo flujo, toma la forma

W perdido=T σ S total (3.26)

Puesto que la segunda ley de la termodinámica requiere que

Ṡtotal≥0 y Stotal≥0 (3.27)

Se deduce que

Ẇ total≥0 y W total≥0 (3.28)

Cuando el proceso es completamente reversible, se aplica la igualdad y el trabajo perdido es cero, mientras que para procesos irreversibles es la desigualdad la que se aplica y el trabajo perdido, es decir, la energía de la que no puede disponerse en la forma de trabajo, es positivo. El significado tecnológico de ello es claro: cuanto mayor es la irreversibilidad de un proceso, mayor es la velocidad de producción de entropía y mayor la cantidad de energía no aprovechable como trabajo. Toda irreversibilidad tiene, pues, un precio.

Análisis de procesos de estado y flujo estacionarios

Muchos procesos se componen de un determinado número de pasos o etapas y es corriente entonces calcular el trabajo perdido en cada etapa por separado. Escribiendo la ecuación (3.25) para cada etapa y sumándolas se obtiene

∑Ẇ perdido=T σ∑Ṡ total (3.29)

Y dividiendo ahora por esta ecuación, la ecuación (3.25) resulta

Ẇ perdido

∑Ẇ perdido

=Ṡ total

∑Ṡ total

(3.30)

Así, pues un análisis del trabajo perdido hecho por cálculo de la fracción que cada término individual de trabajo perdido representa frente al total, es lo mismo que un análisis de la velocidad de generación de entropía realizado expresando cada termino individual de generación de entropía como una fracción de la suma de los términos individuales de generación de entropía.

Una alternativa a los análisis de trabajo perdido o entropía generada la constituye el análisis del trabajo, se basa en la ecuación (3.17), escrita en la forma

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∑Ẇ perdido≡Ẇ s−Ẇ ideal (3.31)

Para un proceso que demanda trabajo, todas estas cantidades serán positivas y Ẇ s˃Ẇ ideal. La ecuación precedente puede escribirse entonces

Ẇ s=Ẇ ideal+∑Ẇ perdido (3.32)

Viniendo dado cada uno de los términos individuales de trabajo del miembro derecho como una fracción de Ẇs.

En cambio para un proceso que genere trabajo, Ẇs y Ẇideal son negativos y │Ẇ ideal│˃│Ẇ s│, con lo que la ecuación (3.31) tiene que escribirse

│Ẇ ideal│=│Ẇ s│+∑Ẇ perdido (3.33)

Expresándose cada uno de los términos individuales del lado derecho como fracción de │Ẇideal│. No puede sin embargo, realizarse un análisis del trabajo en aquel caso en el que el proceso sea tan ineficiente que Ẇideal sea negativo (lo que indicaría que el proceso debiera producir trabajo) pero Ẇs positivo (lo que indicaría que el proceso requiere, por el contrario, aporte de trabajo), aunque sí un análisis del trabajo perdido o de la entropía generada [4].

2.4. DATOS DE EQUILIBRIO DE FASES

Para una mezcla binaria, la temperatura y la presión, determinan las composiciones del líquido y vapor en el equilibrio por consiguiente, los datos experimentales se presentan con frecuencia en forma de tablas de fracción molar de líquido x, para un componente, en un intervalo de temperatura T para una presión fija P o en un intervalo de presión para una temperatura fija. Una recopilación de dichos datos principalmente a una presión de 101.3 KPa (1 atm, 1.013 bar) par sistemas binarios (principalmente no ideales), aparece en la TABLA 2.1

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TABLA N° 2.1 DATOS DE EQUILIBRIO

ComponenteA B

Temperatura°C

Fracción mol fase vapor

Fracción mol fase líquida

Acetona Cloroformo 62.50 0.0500 0.081762.82 0.1000 0.1390

63.83 0.2000 0.233864.30 0.3000 0.316264.37 0.3500 0.353564.35 0.4000 0.388864.02 0.5000 0.458263.33 0.6000 0.529962.23 0.7000 0.610660.72 0.8000 0.707858.71 0.9000 0.830257.48 0.9500 0.9075

Acetona Metanol 64.65 0.0 0.061.78 0.177 0.09159.60 0.312 0.19058.14 0.412 0.28856.96 0.505 0.40156.22 0.578 0.50155.78 0.631 0.57955.41 0.707 0.68755.29 0.760 0.75655.37 0.829 0.84055.54 0.880 0.89555.92 0.946 0.95456.21 1.000 1.000

Acetona Agua 74.80 0.6381 0.050068.53 0.7301 0.100065.26 0.7716 0.150063.59 0.7916 0.200061.87 0.8124 0.300060.75 0.8269 0.400059.95 0.8387 0.500059.12 0.8532 0.6000

20

58.29 0.8712 0.700057.49 0.8950 0.800056.68 0.9335 0.900056.30 0.9627 0.9500

Tetracloruro de carbono

benceno 80.0 0.0 0.0

79.3 0.1582 0.136478.8 0.2415 0.215778.6 0.2880 0.2573

21

22

TABLA N° 2.1 DATOS DE EQUILIBRIO CONTINUACIONComponente

A BTemperatura

°CFracción mol fase vapor

Fracción mol fase líquida

Tetracloruro de carbono

Benceno 78.5 0.3215 0.2944

78.2 0.3915 0.3634

78.0 0.4350 0.405777.6 0.5480 0.526977.4 0.6380 0.620277.1 0.7330 0.7223

Cloroformo Metanol 63.0 0.102 0.04060.9 0.215 0.09559.3 0.304 0.14657.8 0.378 0.19655.9 0.472 0.28754.7 0.540 0.38354.0 0.580 0.45953.7 0.619 0.55753.5 0.646 0.63653.5 0.655 0.66753.7 0.684 0.75354.4 0.730 0.85555.2 0.768 0.90456.3 0.812 0.93757.9 0.875 0.970

Etanol Benceno 76.1 0.137 0.02772.7 0.248 0.06270.8 0.307 0.10069.2 0.360 0.16768.4 0.390 0.24568.0 0.422 0.34167.9 0.447 0.45068.0 0.478 0.57868.7 0.528 0.68069.5 0.566 0.76670.4 0.615 0.82072.7 0.725 0.90576.9 0.937 0.984

Etanol Agua 95.5 0.1700 0.019089.0 0.3891 0.072186.7 0.4375 0.096685.3 0.4704 0.123884.1 0.5089 0.166182.7 0.5445 0.233782.3 0.5580 0.260881.5 0.5826 0.3273

Etanol Agua 80.7 0.6122 0.3965TABLA N° 2.1 DATOS DE EQUILIBRIO CONTINUACION

ComponenteA B

Temperatura°C

Fracción mol fase vapor

Fracción mol fase líquida

79.8 0.6564 0.5079

79.7 0.6599 0.519879.3 0.6841 0.573278.74 0.7385 0.676378.41 0.7815 0.747278.15 0.8943 0.8943

Acetato de Etanol 78.3 0.0 0.0

2.5. Cálculo por etapas de equilibrio

La destilación puede llevarse a cabo de distintos modos. Hay dos tipos básicos de operación: destilación sin reflujo o destilación simple consiste en hervir el líquido de un recipiente “calderin” condensándose aparte los valores que constituirán el destilado, quedando en el calderin el residuo. Realmente no es una operación de transferencia de materia, pues el líquido y el vapor que se generan están en equilibrio. Se describe mejor como operación de transferencia de calor [2]. La destilación con reflujo o rectificación se lleva a cabo en una columna, donde el vapor que abandona el domo de la columna se condensa, y una fracción del líquido condensado se recircula a la columna, lo que constituye el reflujo; el resto se retira como producto destilado “FIGURA 2.3”. En el interior de la columna entran en contacto el vapor ascendente con el líquido descendente. En un nivel dado de la columna estas dos corrientes se ponen en contacto entre sí, por lo que hay una transferencia de materia: pasan los componentes más volátiles del líquido al vapor, y los componentes menos volátiles del vapor al líquido, con lo que el vapor se enriquece en componentes volátiles a medida que asciende por la columna.

FIGURA 2.3. Proceso de reflujo o rectificación en una columna de destilación.

2.6. Tipos de columna de destilación

Los distintos tipos de destilación se suelen llevar a cabo en columna de destilación. Para asegurar un adecuado contacto entre el vapor y el líquido “esencial en la transferencia de materia” se han diseñado varios dispositivos de laboratorio o industriales, basados principalmente en dos criterios distintos: las columnas de contacto contínuo entre el vapor y el líquido (FIGURA 2.4), columnas

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de relleno (FIGURA 2.5), y las columnas de contacto por etapas, o columnas de platos o pisos (FIGURA 2.6).

FIGURA 2.4 Columna de contacto continuo

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FIGURA 2.5 Columna de relleno. 1) Toma de muestra a la salida de la columna, 2) Rellenos, 3) Válvula de regulación de la presión de la columna, 4) Toma de muestra de medio de la columna, 5)

Parte superior de la columna, 6) Silenciador.

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FIGURA 2.6 Columna de contacto por etapas, o columna de platos o pisos.

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Las columnas de relleno están llenas de elementos solidos pequeños, a las fases circulantes, distribuidos al azar u ordenadamente. La corriente del líquido se dispersa resbalando por su superficie, poniéndose en contacto íntimo con el vapor que circula en sentido contrario. En una sección determinada de la columna el líquido descendente y el vapor ascendente no estarán en equilibrio, por lo que se transferirán los componentes menos volátiles y as volátiles, en sentidos opuestos. Pero como el tiempo de contacto en cada sección de la columna es muy corto, no se llega al equilibrio en ningún punto. La fuerza impulsora actúa a lo largo de toda la columna.

Las columnas de platos poseen unas superficies planas (pisos) en el interior que dividen la columna en una serie de etapas. Tienen por objeto retener una cierta cantidad de líquido en su superficie, a través de la cual se hace burbujear el vapor que asciende de la caldera, consiguiéndose así un buen contacto entre el vapor y el líquido. El líquido de un plato cae al plato siguiente por un rebosadero situado en el extremo del piso. El vapor que llega a un plato por debajo, y el líquido que le llega por encima, no están en equilibrio. En el plato tiene lugar la mezcla de ambas corrientes, produciéndose allí la transferencia de materia. La fuerza impulsora es la diferencia de composiciones entre las corrientes que llegan al plato y las correspondientes de equilibrio.

2.7. Columnas de platos para contacto vapor-liquido

El equipo para separaciones en múltiples etapas consiste frecuentemente en platos horizontales de contacto entre fases dispuestas en una columna vertical. El líquido fluye a través del plato en flujo cruzado y el vapor asciende a través del plato a otro a través de los tubos de descenso. Los procedimientos de diseño para el dimensionado de columnas comienzan generalmente con una estimación del diámetro de la torre y del espaciado entre los platos. Para este diámetro se calculan después la capacidad, la caída de presión y el intervalo de operación de acuerdo con las especificaciones del proceso, y se determinan después las dimensiones de los accesorios de los platos en función del tipo de plato seleccionado (Coulson J.M. y Richardson J.F.).

Tipos de platos

Los tipos de platos más comunes son: platos de válvula, platos perforados y platos de caperuzas de borboteo.

1. Platos de válvula.

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Son platos con orificios de gran diámetro cubiertos por tapaderas móviles que se elevan cuando el flujo de vapor aumenta. Como el área para el paso del vapor varía en función de la velocidad del flujo, los platos de válvula pueden operar eficazmente a velocidades bajas de vapor (las válvulas se cierran). En la FIGURA2.7 se muestran algunas válvulas típicas. Los detalles que las diferencian residen en la caída de presión que origina, el tipo de contacto vapor-líquido que facilitan, la calidad del cierre al paso del líquido que proporcionan.

2. Platos perforados.

Los platos perforados son ampliamente utilizados tienen placas con orificios, circulando el líquido con flujo cruzado a través del plato. Sin embargo, también se utilizan platos de “lluvia” con flujo en contracorriente y sin tubos de descenso, en los que el líquido y el vapor fluyen a través de los mismos orificios. Existen diseños híbridos de platos perforados y de válvulas, combinando las ventajas de la baja caída de presión y bajo coste de los platos perforados con el amplio intervalo de operación de los platos de válvula.

FIGURA 2.7. Válvulas representativas. a) Glitsch tipo A-1. b) Koch tipo A. c) Koch tipo T.

Tanto los platos perforados como en los de válvula el contacto se produce entre el vapor que asciende a través de los orificios y la masa del líquido que se mueve a través del plato. En la figura 5 se observa que el líquido baja por el tubo de descenso alcanzando el plato en el punto A. aunque no se representa el vertedero de entrada, este se utiliza frecuentemente para evitar el flujo ascendente de vapor a través del tubo de bajada del líquido. En el intervalo comprendido entre A y B se

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representa líquido claro de altura hli, debido a que habitualmente no hay orificios en esta parte del plato. Desde B hasta C es la llamada parte activa, con una elevada aireación y una altura de espuma hf. La altura del líquido hl en el manómetro de la derecha (FIGURA 2.8) puede considerarse como la carga de líquido claro sedimentado ρi. La espuma comienza a colapsar en C, ya que no hay perforaciones desde C hasta D. la altura de líquido a la salida es h1o y el gradiente hidráulico es (h1i – h1o) que en este caso es prácticamente cero (gradiente hidráulico es la diferencia de nivel del líquido necesario para que el líquido fluya a través del plato).

Los diámetros de los orificios están generalmente comprendidos entre 0.3 y 1.3 cm, siendo preferidos los más grandes cuando existe la posibilidad de ensuciamiento. Un área grande de orificios contribuye al goteo, mientras que un área de orificios pequeña aumenta la estabilidad del plato incrementa también la posibilidad de arrastre e inundación, así como la caída de presión. Con frecuencia el tamaño de los orificios y su espaciado son diferentes en las distintas secciones de la columna con el fin de acomodarse a las variaciones de flujo. Otra práctica frecuente es dejar sin construir algunos orificios con el fin de flexibilizar el posible aumento futuro de la carga de vapor.

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FIGURA 2.8. Plato perforado

Platos de caperuza de borboteo. Una caperuza de borboteo consta de un tubo ascendente sujeto al plato mediante soldadura, tornillos, etc., y una caperuza sujeta al tubo ascendente o al plato. Aunque la mayor parte de las caperuzas tienen ranuras (de 0.30 a 0.95 cm de ancho y 1.3 a 3.81 cm de longitud), algunos no las presentan, saliendo el vapor de la caperuza por debajo del reborde inferior que está en una distancia inferior a 3.81 cm del plato. El tamaño de las caperuzas comerciales está comprendido entre 2.54 y 15 cm de diámetro. Generalmente están dispuestas sobre el plato en los vértices de triángulos equiláteros formando filas orientadas en dirección perpendicular al flujo. Con estos datos se quiere poner de manifiesto el hecho de que a la hora de diseñar cualquier dispositivo, nada se deja al azar sino que todo detalle es el resultado de estudios teóricos y experimentales conducentes al buen funcionamiento del equipo. La FIGURA 2.9 muestra algunas caperuzas de borboteo típicas. Los detalles que las diferencian residen en el modo en que se dispersa el vapor o el camino que sigue el líquido.

Las únicas ventajas de los platos de caperuzas de borboteo son:

a) no permiten el goteo si están adecuadamente unidos a la torre b) hay una gran abundancia de material publicado y de experiencia de los usuarios.

Las desventajas son:

a) generan elevadas caídas de presiónb) las eficacias de etapa son de unos 10 - 20 % inferiores que en platos perforados o de válvulac) estos platos son más caros que los platos perforados y que los de válvula.

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FIGURA 2.9. Algunas caperuzas de borboteo.2.8 Diámetro de la columna

El límite habitual de diseño viene dado por la inundación de arrastre que se origina por un excesivo transporte de líquido arrastrado por el vapor hasta el plato superior. El arrastre de líquido puede deberse al arrastre de gotitas en suspensión por el vapor ascendente o a la proyección de partículas de líquido por los chorros de vapor que se forman en las perforaciones del plato, en las válvulas o en las ranuras de las caperuzas. Souders y Brown correlacionaron satisfactoriamente los datos de inundación de arrastre para 10 columnas comerciales de platos suponiendo que el transporte de las gotitas en suspensión controla la magnitud del arrastre. Para la velocidad incipiente de inundación o arrastre Uf la gotita está suspendida de tal forma que la suma vectorial de las fuerzas de gravitación, flotación y rozamiento que actúan sobre la gotita es cero:

∑F=0=Fg−F f−Fr (7.1)Y en función del dímetro de la gotita dP

ρL( π d p3

6 )g−ρV ( π d p3

6 )g−CD ( π d p2

4 )(U f2

2 ) ρV=0 (7.2)

Donde CD es el coeficiente de rozamiento. Despejando la velocidad de inundación se obtiene:

U f=C ( ρL−ρL

ρL)1/2

(7.3)

Donde C = parámetro de capacidad de Souders y Brown. De acuerdo con la teoría anterior:

C=( 4d pg3CD

)1 /2

(7.4)

El parámetro C se puede calcular a partir de la ec. (7.4) si se conoce el diámetro de la gotita dp. En la práctica, C se trata como un coeficiente empírico que se determina a partir de datos experimentales obtenidos en la operación del equipo. El valor de C aumenta con la tensión superficial, ya que aumentaría dp. Por otra parte, C aumenta también con el espaciado entre los platos, ya que esto permite más tiempo de aglomeración para formar una mayor dp. Utilizando datos adicionales de operación de columnas comerciales, Fair obtuvo la correlación más general de la Figura 10. Mientras que Souders y Brown basaron la velocidad del vapor sobre el área de toda la sección transversal de la columna, Fair utilizó un área neta de flujo de vapor igual al área interior total de la sección transversal de la columna menos el área bloqueada por los tubos de descenso del líquido. En la

31

Figura 10 se observa que el valor de CF depende del espaciado entre los platos y de la relación [2]

FLV=( LM L

VM V)( rVrL )

0.5

(7.5)

Donde L = velocidad de flujo molar de la fase líquidaV = velocidad de flujo molar de la fase vaporML = peso molecular de la fase líquidaMV = peso molecular de la fase vapor

El valor de C necesario para calcular la Uf de acuerdo con la ec. (7.3) , se obtiene a partir de la Figura 10, corrigiendo CF para tener en cuenta la tensión superficial, la tendencia a la formación de espuma y la relación entre el área de los orificios de vapor (Ah) y el área activa del plato (Aa), de acuerdo con la relación empírica

C=FST FF FHACF (7.6)Donde

FST = factor de tensión superficial = (tensión superficial del líquido (dinas/cm)/20)0.2

FF = factor de espuma (para sistemas que no forman espuma FF vale 1; para muchos absorbedores puede valer >0.75)

FHA = 1.0 para Ah/Aa > 0. 10 y 5(Ah/Aa) + 0.5 para 0.1> > Ah/Aa >0.06

Es típico que el diámetro de la columna DT se base en el 85 % de la velocidad de inundación Uf calculada a partir de la ec. (7.6), utilizando C a partir de la ec. (7.3) Con CF tomado de la FIGURA 2.10, Considerando la relación entre el flujo molar de vapor y la velocidad de inundación

V= (0.85UF ) (A−Ad )ρV

MV

(7.7)

Donde A = área total de la sección transversal de la columna y Ad = área ocupada por los tubos de descenso del líquido, se puede calcular el valor de DT como

DT=[ 4VM V

0.85U f (1− Ad

A ) ρV ]0.5

(7.8)

32

FIGURA 2.10. Capacidad de inundación de arrastre

Debido a la necesidad de disponer de un acceso interno en las columnas de platos, generalmente se utiliza una columna de relleno si el diámetro calculado a partir de la ec. (7.8) es inferior a 75 cm.

2.9. Altura de la columna

Para calcular el diámetro de la columna es preciso especificar el espaciado entre los platos. A medida que aumenta el espaciado entre los platos aumenta la altura de la columna, pero su diámetro disminuye. Para un amplio intervalo de condiciones se considera óptimo un espaciado de 24 pulgadas (60 cm), que es el mínimo requerido para un fácil mantenimiento. Sin embargo, para columnas de pequeño diámetro y gran número de etapas puede ser deseable un espaciado menor, mientras que se utilizan con frecuencia espaciados mayores para columnas de gran diámetro y bajo número de etapas.

2.10. Dispositivos interiores de las columnas

Placas anti-salto. Se utilizan a veces para evitar salpicaduras del líquido sobre los tubos descendentes al pasar a una sección adyacente del mismo plato.

Placas con hileras de púas. Se colocan en la parte superior de los conductos de descenso o de los vertederos para romper la espuma y evitar su arrastre.

Vertederos de entrada. Se utilizan para asegurar el cierre de líquido en los conductos de descenso cuando se opera con elevados flujos de vapor o bajos flujos de líquido.

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Colectores y cierres de entrada y salida. Se utilizan para asegurar el cierre de líquido bajo todas las condiciones.

Paneles de salpicadura. Se utilizan para prevenir salpicaduras y promover la uniformidad de flujo.

Agujero de hombre. El diámetro del agujero es un factor importante en el diseño de los platos, ya que afecta al número de piezas que se han de instalar y al diseño del plato.

Cerchas, anillos, soportes. En torres de gran diámetro los platos se soportan sobre viguetas acanaladas. Él método a utilizar para sujetar los platos a la carcasa requiere experiencia y una cuidadosa planificación. Los platos deben de estar nivelados para asegurar una distribución uniforme del flujo.

En la FIGURA 2.11 se muestran algunos de estos dispositivos.

FIGURA 2.11. Dispositivos internos de columnas. a) Vertedero de entrada. b) Colector de salida. c) Cierre de gas. d) Paneles de salpicadura.

Además de especificar el diámetro y la altura de una columna, su diseño incluye determinar el tamaño de todos los elementos que la componen. A continuación se citan algunos de los parámetros que se deben tener en cuenta:

– Diámetro de los orificios de los platos: el área de los orificios debe ser tal que a la velocidad de vapor más baja todavía no se produzca el goteo del líquido.

– Dimensiones del borde del plato: la altura del borde del piso determina el volumen de líquido sobre el plato, lo que es un factor importante para determinar la eficacia del plato.

– Distancia entre los centros de los orificios: dependerá del número de orificios activos que se requieren y del área de orificio determinada. En general, no debe ser inferior a 2 veces el diámetro del orificio, y el intervalo normal es de 2 - 4 veces.

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– Diseño del tubo de descenso del líquido: su área debe ser tal que el nivel de líquido y de espuma que se alcanza en el tubo sea inferior al que hay en el plato (del que desciende el líquido). Si el nivel alcanzado es mayor la columna se inundará. El nivel debe ser superior al existente en el plato al que llega el líquido, para que exista cierre hidráulico, y el vapor no ascienda por el conducto de bajada de líquido.

Para todo ello existen ecuaciones empíricas, gráficos, correlaciones, valores promedio, que conducen a un primer valor aproximado. Si los resultados que se obtienen conducen a valores adecuados de velocidad de goteo, de arrastre, pérdida de carga, las dimensiones del equipo serán válidas. En caso contrario se deben modificar hasta optimizar el diseño.

2.11. Columnas de relleno frente a columnas de platos

La diferencia de costes entre las columnas de platos y de relleno no es demasiado grande, aunque el relleno es más caro que los platos. Por otra parte, la diferencia de altura de la columna no es generalmente significativa si las velocidades de flujo son tales que la eficiencia está próxima a su valor máximo. Como regla aproximada, los platos se utilizan siempre en columnas de gran diámetro y torres con más de 20 o 30 etapas.

1. Condiciones que favorecen a las columnas de relleno:

1. Columnas de diámetro pequeño2. Medios corrosivos3. Destilación crítica a vacío, donde son imprescindibles caídas de presión bajas4. Bajas retenciones de líquido (si el material es térmicamente inestable)5. Líquidos que forman espuma (debido a que en columnas de relleno la agitación es menor)

2.12. Condiciones que favorecen a las columnas de platos:

1. Cargas variables de líquido y/o vapor2. Presiones superiores a la atmosférica3. Bajas velocidades de líquido4. Gran número de etapas y/o diámetro5. Elevados tiempos de residencia del líquido6. Posible ensuciamiento (las columnas de platos son más fáciles de limpiar)7. Esfuerzos térmicos o mecánicos (que pueden provocar la rotura del relleno)

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CAPITULO III

Desarrollo Experimental

3.1 DESARROLLO EXPERIMENTAL

La FIGURA 3.1 representa un aparato de destilación esquematizado, la zona de rectificación está representada por A y es auxiliada por el calentador B. El líquido que sale por la parte inferior de la columna A, circula por medio de una bomba C exterior a la torre. El hervidor va provisto de una entrada para el vapor y una salida para condensado. El vapor que asciende por la torre, se enriquece continuamente en los componentes de punto de ebullición más bajos, sale por la cúspide de la columna a través de la tubería 1, y se marcha al condensador D, donde se condensa completamente. El condensador D debe enfriarse por circulación de agua fría. El condensado pasa por la tubería 2 al interior del depósito E o recipiente acumulador, desde el cual el producto marcha por dos caminos: una parte a través de la tubería 3 se devuelve a la columna como reflujo y el resto a través de la tubería 4 se extrae como producto destilado. La bomba C está conectada para descargar parte del fondo de la torre a través de la tubería 10, como residuo de la destilación. Se puede aprovechar el calor del residuo para precalentar el alimento que entra por la tubería 5 en el cambiador de calor F y sale por la tubería 6 para entrar en la columna por algún punto intermedio. Cualquier gas incondensable se elimina por el tubo de aireación G.

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FIGURA 3.1. Columna de destilación esquematizada

Columna de destilación

3.2 Especificaciones de la columna Oldershaw

Diámetro nominal:Diámetro interior: Altura: Número de cuerpos: Número de platos: 20

La columna de destilación cuenta con una bomba de llenado FIGURA 3.2 la bomba tiene un control de velocidad FIGURA 3.3 de 0 a 10, con una capacidad mostrada en la TABLA 3.1.

FIGURA 3.2. Bomba peristáltica, usada para la alimentación de la mezcla a destilar

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FIGURA 3.3. Control de velocidad de la bomba de alimentación

TABLA 3.1. Especificaciones de llenado de la bomba velocidad de llenado

Nivel caudal ml/min1 202 403 604 805 1006 1207 1408 1609 180

10 200

Conectada al rehervidor termosifón FIGURA 3.3 adaptada a un reóstato FIGURA 3.4, el reóstato se enciende al 15% de corriente, realizando incrementos de 5% de corriente a intervalos de tiempo entre 5 y 10 minutos hasta poner la columna a reflujo total.

FIGURA 3.4. Rehervidor termosifón

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FIGURA 3.5. Reóstato

Tres columnas de 10 platos cada una conectadas alineadamente mediante pinzas abrazaderas al rack de abajo hacia arriba FIGURA 3.6. Obsérvese que solo se utilizaron 2 columnas conectadas verticalmente FIGURA 3.13.

FIGURA 3.6. Columna de 10 platos

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Un dispositivo de reflujo FIGURA 3.7, con electroimán FIGURA 3.8 y un reloj FIGURA 3.9 para programar cortes de destilación en la columna.

FIGURA 3.7. Dispositivo de reflujo con electroimán

FIGURA 3.8. Electroimán

41

FIGURA 3.9. Reloj programador del electroimán

Un condensador FIGURA 3.10, conectado al agua de enfriamiento.

FIGURA 3.10. Condensador

La columna de destilación Oldershaw también cuenta con termopares:

termómetro digital FIGURA 3.11 dos termopar tipo K de -50°C a 204 °C FIGURA 3.12 un termopar tipo K de -50°C a 400°C FIGURA 3.12

42

FIGURA 3.11 Termómetro digital FIGURA 3.12 Termopar tipo k

El termómetro Digital HS6802 cuenta con entrada dual para dos termopares y pueden trabajar en forma dual o sencilla según las necesidades del usuario, muy útil para el reballing ya que se pueden monitorear dos áreas distintas durante el proceso.

Tiene dos tipos de lectura, en el dual mide T1-T2 y Max-Min, en modo sencillo (se usa el termopar conectado en T1) mide la temperatura actual en la parte de arriba y la máxima o mínima en la parte de abajo según se elija, también la diferencia (Max-Min), también cuenta con alarma programable para que emita un pitido a determinada temperatura máxima o mínima lo que provee un mejor control del proceso.

43

FIGURA 3.13. Columna de destilación oldershaw (piloto)

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CAPITULO IV

Operación y Mantenimiento

4.1 Instalación de una columna de destilación Oldershaw

1. Instalar las columnas de destilación requiere de por lo menos dos personas.2. Acondicionar el espacio o área donde se instalara la columna de destilación.3. Verificar que se cuente con accesos en todo el espacio de instalación de la columna o en

su defecto colocar escaleras u otro accesorio que asegure el trabajar sin riesgos.4. Limpiar los extremos de la columna con papel y acetona y aplicar grasa silicón de alto

vacío.

Nota: si no se ajustan bien las columnas, entonces pueden forzarse y romperse.

5. Ajustar bien las columnas al rack de abajo hacia arriba, mediante las pinzas abrazaderas y las nueces, sin forzar las columnas y procurar dejar siempre bien alineadas verticalmente.

6. Instalar el electroimán sobre el dispositivo de reflujo y conectar a la corriente.7. Instalar el condensador y conectar las mangueras de entrada y salida de agua.

Nota: si no se colocan las perlas de vidrio, entonces se pueden presentar problemas con la ebullición causando ebulliciones violentas con probabilidad de estallamiento del matraz balón.

8. Preparar el rehervidor termosifón, si se utiliza matraz balón asegurar que el fondo sea raspado y/o contenga perlas o pedazos de vidrio y colocar mantilla o cinta de calentamiento.

Nota: utilizar mantilla o cinta de calentamiento como fuente de calor se asegura una buena ebullición. Si no se instala bien el desfogue del termosifón, entonces puede haber una vaporización súbita proyectando material.

9. Instalar el rehervidor termosifón o matraz balón, asegurando que la cámara de vaporización cuente con un desfogue de alivio para las vaporizaciones violentas durante el arranque.

10. Colocar termopares en los puntos deseados de la columna y conectar a su respectivo indicador.

11. Conectar: Línea de alimentación. Cortes de la columna.

Nota: utilizar mangueras adecuadas para los productos y temperaturas a manejar.

12. Lavar las bombas, recipientes de alimentación y recibidores, con el material a manejar e instalarlos. Cebar las bombas de fuelle con el mismo material que manejaran.

Nota: si no se utiliza la manguera correcta, entonces puede desgastarse y romperse en operación, derramando y salpicando material. En caso de utilizar bombas peristálticas, seleccionar correctamente la manguera en función del material a trabajar y la temperatura, (ver guía selección de manguera).

Si no se instalan tapones de vidrio, entonces puede haber salida de material.

46

13. Colocar tapones de vidrio previamente engrasados donde lleve salientes, y colocar sus pinzas de aseguramiento.

Nota: si no se aíslan las partes calientes, entonces puede ocurrir quemaduras al operador.

14. Aislar las líneas o partes calientes.

Nota: si no se coloca panel de acrílico, entonces puede ocurrir quemaduras al operador.

15. Aislar el rehervidor colocando panel de acrílico.

4.2 Previo al arranque de una columna de destilación Oldershaw

1. Preparar check list e iniciar su llenado conforme avance la operación.2. Verificar la identificación de los porrones y recipientes con los que se va a trabajar.3. Verificar que exista “vermiculita” cerca del área de operación y estén disponibles en

cantidad suficiente, así como el material absorbente para derrames “salvage drum”.4. Mantener el material de vidrio limpio, identificado y pesado.5. Revisar físicamente el estado de los equipos, de las mangueras y conexiones.6. Delimitar el área de operación con cintas de seguridad.7. Dar nivel al rehervidor, hasta 40% de su volumen como máximo, con acetona o material a

destilar con la finalidad de limpiar la columna. Para el rehervidor termosifón el nivel del líquido es al tope superior de las piernas del termosifón, salida del termosifón.

Nota: si el material alimentado no llega hasta este nivel, entonces el rehervidor puede fracturarse o romperse por vaporización violenta y/o súbita al carecer de suficiente cámara de vaporización.

8. Abrir el agua de enfriamiento al condensador.

Nota: si no se suministra agua de enfriamiento, entonces los vapores de los compuestos más volátiles saldrían por el venteo de la columna.

9. Quitar el tapón de la columna que se encuentre más cercano al rehervidor.

Nota: si no se quita el tapón, entonces se puede presionar el rehervidor y desprenderse de la columna en el arranque.

10. Encender el reóstato y dar 15% de corriente, realizar incrementos de 5% de corriente a intervalos de tiempo entre 5 y 10 minutos hasta poner la columna a reflujo total.

11. Colocar el tapón que se quitó en el paso 9 anterior en cuanto empiece a ebullir el material.12. Iniciar los cortes para la limpieza de la columna, durante unos 15 o 20 minutos.13. Apagar el reóstato y desconectarlo, dejar enfriar el material para después vaciar toda la

columna.14. Verter el material de lavado en el recipiente de desechos.15. Cerrar la válvula de agua de enfriamiento.

4.3 Operación de una columna de destilación Oldershaw

47

1. Preparar check list e iniciar su llenado conforme avance la operación.2. Operar columnas de destilación requiere de por lo menos dos personas. 3. Delimitar el área de operación con cintas de seguridad.4. Dar nivel al rehervidor termosifón al tope superior de las piernas del termosifón, si se usa

un matraz balón hasta un 40% de su volumen como máximo con acetona o material a destilar.

Nota: si el material alimentado no llega hasta este nivel, entonces el rehervidor puede fracturarse o romperse por vaporización violenta y/o súbita al carecer de suficiente cámara de vaporización.

5. Alinear agua de enfriamiento.

Nota: si no se suministra agua de enfriamiento entonces su puede tener una emisión de los vapores de los compuestos más volátiles saldrían por venteo de la columna.

6. Encender los indicadores de temperatura.7. Quitar el tapón de la columna que se encuentre más cercano al rehervidor para que sirva

como venteo, para evitar el presionamiento del fondo de la columna

Nota: si no se quita el tapón, entonces se puede presionar el rehervidor y desprenderse de la columna.

8. Encender el reóstato y dar 15% de corriente, realizar incrementos de 5% de corriente e intervalos de tiempo entre 5 y 10 minutos hasta poner la columna a reflujo total.

9. Colocar el tapón que se quitó en el paso 7 anterior en cuanto empiece a ebullir el material.10. Iniciar la alimentación y los cortes respectivos, ajustando los flujos requeridos y el reflujo,

manteniendo el nivel del rehervidor.11. Anotar en la bitácora asignada las condiciones de temperatura, los flujos de los diferentes

cortes y alimentación al menos cada 10 minutos, así como todas las observaciones posibles al respecto de la operación

12. Realizar los cortes cuando uno de ellos llegue al volumen determinado de 100, 250 o 500 ml, según se determine el tiempo del lote/corte, pesar y analizar humedad, acidez y cromatografía, o según se determine.

13. Registrar resultados en la bitácora.14. Suspender la alimentación y los cortes y apagar el reóstato al finalizar la operación.15. Verter el material de los recibidores en recipientes asignados para ello así como el

rehervidor. 16. Vaciar todo material de la columna a recipientes.17. Cerrar la válvula de agua de enfriamiento.18. Desconectar la alimentación eléctrica del reóstato y de las bombas.

4.4 Equipo de seguridad

Ropa de trabajo (bata) Googles durante la operación Guantes de nitrilo o látex para manejo de químicos

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Guantes de kevlar uso del cutter Guantes de carnaza para manejo equipo pesado Zapatos de seguridad Careta facial Panel de acrílico

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CAPITULO V

Resultados y Discusión

Se prepararon mezclas de Etanol-Agua a diferentes composiciones: 0, 5, 10, 15, 20, 25, 30, 35, 40, 45, 50, 55, 60, 65, 70, 75, 80, 85, 90, 95 y 100% v/v de etanol. Las cuales se leyeron su índice de refracción a temperatura ambiente (25°C) mostrados en la TABA 5.1. Estos datos leídos de un refractómetro mecánico del laboratorio de termodinámica fueron comparados con datos obtenidos de Mettler-Toledo [1] como referencia y tomando en cuenta el tipo de equipo utilizado y sensibilidad del mismo los datos son bastante cercanos a los de Mettler-Toledo.

51

TABLA 5.1 Índice de refracción de la mezcla EtOH-H2O

% OH SUSTANCIA IR100 Etanol 1.366095 etanol-agua 1.365090 etanol-agua 1.364585 etanol-agua 1.364080 etanol-agua 1.363575 etanol-agua 1.363070 etanol-agua 1.362565 etanol-agua 1.362060 etanol-agua 1.361055 etanol-agua 1.360050 etanol-agua 1.359045 etanol-agua 1.357040 etanol-agua 1.355035 etanol-agua 1.353030 etanol-agua 1.350025 etanol-agua 1.347020 etanol-agua 1.344015 etanol-agua 1.342010 etanol-agua 1.33905 etanol-agua 1.33600 Agua 1.3330

La TABLA 5.2 muestra los valores obtenidos del cálculo de las propiedades físicas y químicas de la mezcla Etanol-Agua a temperatura ambiente.

TABLA 5.2. Resultados del cálculo de las propiedades físicas y químicas de la mezcla EtOH-H2O.

g de EtOH g de H2O Moles EtOH Moles H2O % mol EtOH % mol H2OPM de la mezcla

g/mol19.725 0 0.42816731 0 1 0 46.0684

18.73875 1.24875 0.40675894 0.06931616 0.85440079 0.14559921 41.983917.7525 2.4975 0.38535058 0.13863232 0.73542587 0.26457413 38.6463

16.76625 3.74625 0.36394221 0.20794847 0.63638423 0.36361577 35.867915.78 4.995 0.34253385 0.27726463 0.55265358 0.44734642 33.5190

14.79375 6.24375 0.32112548 0.34658079 0.48093824 0.51906176 31.507113.8075 7.4925 0.29971712 0.41589695 0.41882508 0.58117492 29.7646

12.82125 8.74125 0.27830875 0.48521311 0.36450659 0.63549341 28.240811.835 9.99 0.25690039 0.55452927 0.31660217 0.68339783 26.8970

10.84875 11.23875 0.23549202 0.62384542 0.27403905 0.72596095 25.70299.8625 12.4875 0.21408365 0.69316158 0.2359711 0.7640289 24.6350

8.87625 13.73625 0.19267529 0.76247774 0.20172191 0.79827809 23.67427.89 14.985 0.17126692 0.8317939 0.17074431 0.82925569 22.8052

6.90375 16.23375 0.14985856 0.90111006 0.1425909 0.8574091 22.01545.9175 17.4825 0.12845019 0.97042622 0.1168923 0.8831077 21.2945

4.93125 18.73125 0.10704183 1.03974237 0.09334086 0.90665914 20.63383.945 19.98 0.08563346 1.10905853 0.07167828 0.92832172 20.0261

2.95875 21.22875 0.0642251 1.17837469 0.05168607 0.94831393 19.46521.9725 22.4775 0.04281673 1.24769085 0.03317821 0.96682179 18.9460

0.98625 23.72625 0.02140837 1.31700701 0.01599531 0.98400469 18.46400 24.975 0 1.38632317 0 1 18.0153

52

Se prepararon diferentes tipos de gráficos con el fin de obtener resultados del destilado final con tan solo leer el índice de refracción

GRÁFICA 5.1. Por ciento de etanol a distinto índice de refracción.

53

1.3660

1.3645

1.3635

1.3625

1.3610

1.3590

1.3550

1.3500

1.3440

1.3390

1.33300

20

40

60

80

100

120

IR

% O

H

1

0.854400791029997

0.735425873824525

0.63638422640512

0.552653577232107

0.480938243034228

0.418825077196775

0.364506592401805

0.316602166323291

0.274039053680541

0.235971097799906

0.201721905374754

0.170744305612781

0.142590897570392

0.116892301786812

0.0933408632465556

0.0716782754618245

0.0516860674375608

0.0331782095632583

0.0159953075113542 00

20406080

100120

GRAFICA PORCENTUAL DE ETANOL A DIFERENTE % MOL DE ETANOL

% MOL OH

% O

H

GRÁFICA 5.2 Porciento mol de etanol a diferente por ciento de etanol.

Se utilizaron 900 mL de etanol-agua para llenar el termosifón que tiene una capacidad de 400ml y la alimentación y cortes de la columna para mantener su nivel se dieron de la siguiente manera:

54

TABLA 5.3. Alimentación de termosifón y temperatura a diferentes tiempos.TERMOSIFÓN

tiempo reóstato % temperatura °C nivel mL alimentación mL11:13am 0 28.3 400 11:18am 15 34.2 400 11:23am 20 40.3 400 11:28am 25 47.3 400 11:33am 30 59.3 400 11:38am 35 73.3 400 11:43am 40 79.1 400 12:00pm 40 79.4 384 12:45pm 40 80.5 250 1501:45pm 40 80.5 250 1502:45pm 40 80.5 250 1503:00pm 40 80.5 330 150

TABLA 5.4. cantidad de destilado y temperatura a diferentes tiempos

CONDENSADO

tiempo temperatura °Cnivel mL

12:00-12:45PM 76.9 1501:15-1:45PM 77.2 1502:00-2:45PM 77.3 1503:00-3:45PM 77.5 150

TOTAL DESTILADO 600

BALANCE DE MASA

FIGURA 5.1 Diagrama esquemático de balance de masa de la columna de destilación oldershaw

55

TABLA 5.5. Datos del condensador a diferentes tiempos

CONDENSADOR

tiempoTemperatura de

entrada °CTemperatura de salida °C

Flujo Lt/Hr

12:00-12:45PM 25 30 3.51:15-1:45PM 25 30 3.52:00-2:45PM 25 30 3.53:00-3:45PM 25 30 3.5

Componente Fraccion masa Peso moecular Moles Fraccion mol % MolH20 0.4579 18 0.025 0.7086 70.86EtOH 0.5421 46.07 0.01028 0.2914 29.14

TABLA 5.6 Datos estequiometricos

BALANCE GENERAL

MASA DE ENTRADA 1 Kg = 100 gr

n1 = n6 + n7

n7 = (0.60) n1 n7 = 0.60 (100gr)= 60gr n7 = 60gr

n6 = n1 – n7 n6 = 100gr – 60gr = 40gr n6 = 40gr

EL RELOJ DEL ELECTROIMAN SE PROGRAMO PARA QUE LOS CORTES DE DESTILADO FUERAN CON EL MISMO TIEMPO DE CIERRE POR LO TANTO LAS FRACCIONES DE RECIRCULADO(n4) Y RECUPERADO(n7) SON IGUALES.

BALANCE DE MASA EN EL CONDENSADOR

n2= n4 + n7

n4 = n7 n2 = 60gr + 60gr = 120gr n2= 120 gr

RELACION DE REFLUJO

Relaciondereflujo= masaderecirculacionmasaalimentadaal condensador

Relaciondereflujo= 60 gr120 gr

=0.5

56

CALCULO DE COSTOS DE ENERGIA

Reóstato (resistencia)

Datos FORMULA

Potencia= 1200 W C=E∗Precio

Tiempo= 3 Hr E=Potencia∗T

Precio= 0.711 $/Kwh CT=C+ IVA

IVA= 16%

Energía de un día

E=1200∗3=3600WHr∗1Kw1000W

=3.6KwHr

Costo de operación por uso de 3 horas en un día

57

C=3.6∗0.711=$ 2.5596

IVA

2.5596∗0.16=$ 0.409536

Costo total de operación por uso de 3 horas en un día

CT=2.5596+0.409536=$2.969136

Bomba de alimentación

Datos FORMULA

Potencia= 115 W C=E∗Precio

Tiempo= 3 Hr E=Potencia∗T

Precio= 0.711 $/Kwh CT=C+ IVA

IVA= 16%

Energía de un día

E=115∗3=345 WHr∗1Kw1000W

=0.345KwHr

Costo de operación por uso de 3 horas en un día

C=0.345∗0.711=$ 0.245295

IVA

0.245295∗0.16=$ 0.0392472

Costo total de operación por uso de 3 horas en un día

CT=0.245295+0.0392472=$ 0.2845422

Reloj y Electroimán

Datos FORMULA

Potencia= 600 W C=E∗Precio

Tiempo= 3 Hr E=Potencia∗T

Precio= 0.711 $/Kwh CT=C+ IVA

58

IVA= 16%

Energía de un día

E=600∗3=1800WHr∗1Kw1000W

=1.80KwHr

Costo de operación por uso de 3 horas en un día

C=1.80∗0.711=$1.2798

IVA

1.2798∗0.16=$ 0.204768

Costo total de operación por uso de 3 horas en un día

CT=1.2798+0.204768=$1.484568

Bomba del condensador

Datos FORMULA

Potencia= 40 W C=E∗Precio

Tiempo= 3 Hr E=Potencia∗T

Precio= 0.711 $/Kwh CT=C+ IVA

IVA= 16%

Energía de un día

E=40∗3=120 WHr∗1Kw1000W

=0.120KwHr

Costo de operación por uso de 3 horas en un día

C=0.120∗0.711=$ 0.08532

IVA

0.08532∗0.16=$ 0.0136512

59

Costo total de operación por uso de 3 horas en un día

CT=0.08532+0.0136512=$0.0989712

Costo total de operación de la columna de destilación Oldershaw por 3 hr en un día

Ctotalde op .=Creostato+Cbombade alimentacion+Creloj y electroiman+Cbombadel condensador

Ctotalde op .=2.969136+0.2845422+1.484568+0.0989712

Ctotalde op .=$ 4.8372174

Costo de operación en un mes

$96.744348

Bibliografía

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[2] A. Marcilla Gomis, colaboradores a. Gómez Siurana, A.N. gracia cortes, p. cayuela Martínez, introducción a las operaciones de separación, Edición electrónica Espagrafic, cap. 1, pag. 17, (1998)

[3] Robert h. Perry, don w. Green, Perry Manual del ingeniero químico, séptima edición (cuarta edición en español), editorial mc Graw hill, volumen I cap. 4-3 (2010)

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[7] R. H. Perry, D. W. Green. Manual del ingeniero químico. 6. Ed. McGraw-Hill. México. 1999. Sección 2. Pp. 112-370.

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