UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR

UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES
COORDINACIÓN DE INGENIERÍA QUÍMICA
DISEÑO E IMPLEMENTACIÓN DE UN SOFTWARE DE SIMULACIÓN PARA LA
EVALUACIÓN DE COLUMNAS DE DESTILACIÓN
Por:
Juan Antonio Asuaje Bianchi
INFORME DE PASANTÍA
Presentado ante la Ilustre Universidad Simón Bolívar
como requisito parcial para optar al título de
Ingeniero Químico
Sartenejas, Abril de 2009
UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES
COORDINACIÓN DE INGENIERÍA QUÍMICA
DISEÑO E IMPLEMENTACIÓN DE UN SOFTWARE DE SIMULACIÓN PARA LA
EVALUACIÓN DE COLUMNAS DE DESTILACIÓN
Por
Juan Antonio Asuaje Bianchi
Realizado con la asesoría de:
Tutor Académico: Sabrina Di Scipio
Tutor Industrial: Leomar Andrade
INFORME DE PASANTÍA
Presentado ante la Ilustre Universidad Simón Bolívar
como requisito parcial para optar al título de
Ingeniero Químico
Sartenejas, Abril de 2009
RESUMEN
El presente trabajo tuvo como objetivo principal la realización de un software de fácil
disponibilidad y acceso que permitiese evaluar las variables más importantes del diseño de
equipos de destilación, tales como reflujo mínimo, número de platos teóricos necesarios, plato
óptimo de alimentación, reflujo de operación y dimensiones de los equipos; así como, evaluar las
columnas instaladas en la empresa DUSA (Destilerías Unidas, S.A.) a través de los resultados
obtenidos de los diseños. Se programaron en MS VBA® (Microsoft Visual Basic®) los métodos
McCabe & Thiele, Underwood riguroso y Hengstebeck. El primero, se utilizó para diseñar
columnas de destilación similares a las de vinazas en la planta. El segundo método se aplicó en el
diseño de dos tipos columnas, denominadas aldehídos y desmetilizadoras, considerando dos
casos: el ideal (coeficiente de actividad de los compuestos igual a 1) y el caso no ideal (tomando
los coeficientes de actividad del etanol y el agua). Por último, el método de Hengstebeck se
utilizó en el diseño de columnas de destilación de mezclas multicomponentes y con varias
extracciones laterales, conocidas en la empresa como rectificadoras (igualmente se tomó el caso
ideal y el no ideal). Los resultados obtenidos por el método de McCabe & Thiele presentaron una
diferencia de 28 a 55 % entre los platos teóricos calculados y los platos reales, además, el
diámetro de diseño resultó ser 16 % menor al de la mayoría de las columnas de vinazas.
Igualmente, con el método de Underwood se estimó la distribución de los compuestos en las
columnas, garantizando la eliminación de los livianos por el tope y el grado alcohólico de los
productos de interés (12 a 18 °GL en el fondo de las de aldehídos y 96° en las desmetilizadoras).
Por último, del diseño de las columnas de rectificación a través del método de Hengstebeck se
determinó una diferencia entre platos teóricos y reales del 5 % para el caso no ideal, y del 54 %
para el ideal, mientras que el diámetro de la columna presentó diferencias de 23 y 35 % para el
caso ideal y no ideal, respectivamente. Se recomienda a la empresa DUSA medir el reflujo de las
columnas para poder comparar los resultados obtenidos del programa, así como llevar un registro
histórico de las condiciones de operación de las columnas en función del tipo de alimentación y
producto final deseado.
Palabras clave: destilación, McCabe & Thiele, Underwood, Hengstebeck, mezcla etanol-agua
AGRADECIMIENTOS
Primero a Dios y a la Divina Pastora por guiarme en el camino y cuidarme cada día.
A mis padres por su apoyo y amor incondicional, sin ustedes todo sería más difícil.
A mi familia, que aunque no estén aquí conmigo, los siento a cada instante.
A todos los amigos y amigas que durante los años de carrera de alguna forma u otra estuvieron
ahí para ayudarme y brindarme alegrías.
A la profesora Sabrina Di Scipio, por su esmero y entrega como tutora, un millón de gracias.
Al Ing. Nelson Hernández, por su dedicación y contribución en mi desarrollo profesional.
Al Ing. Leomar Andrade, por su apoyo y ayuda en la empresa. Muchas gracias.
A la Ing. Mariana Calderón, el Ing. Carlos Samuel, Frank Rojas y a todos los operadores y
trabajadores del área de destilería, siempre dispuestos a escuchar y ayudar, muchas gracias.
INDICE GENERAL
RESUMEN ....................................................................................................................................... i AGRADECIMIENTOS ................................................................................................................... ii INDICE GENERAL ....................................................................................................................... iii INDICE DE TABLAS ................................................................................................................... vii INDICE FIGURAS ........................................................................................................................ xi LISTA DE SIMBOLOS ............................................................................................................... xiii LISTA ABREVIATURAS ........................................................................................................... xvi INTRODUCCIÓN ........................................................................................................................... 1 CAPÍTULO 1 DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA ....................................................................... 4 1.1 Reseña histórica ......................................................................................................................... 4 1.2. Ubicación geográfica ................................................................................................................ 5 1.3. Áreas de producción ................................................................................................................. 5 1.4. Resumen proceso productivo ................................................................................................... 7 CAPÍTULO 2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS............................................................................... 8 2.1. Destilación ................................................................................................................................ 8 2.2. Equilibrio líquido - vapor ....................................................................................................... 11 2.2.1. Constante K de equilibrio y volatilidad relativa .................................................................. 11 2.2.2. Efecto de la temperatura, presión y composición en los valores de K y αi, j ....................... 15 2.2.3. Etapas teóricas ..................................................................................................................... 16 2.3. Producción de alcoholes destilados ........................................................................................ 17 2.3.1. Proceso de manufacturación de alcoholes neutros (para vodka y licores neutros) ............. 18 2.3.2. Producción de whisky.......................................................................................................... 21 2.3.3. Producción de ron ................................................................................................................ 22 CAPÍTULO 3 MÉTODOS DE DISEÑO PARA COLUMNAS DE DESTILACIÓN ................. 24 iv
3.1. Método McCabe & Thiele ...................................................................................................... 24 3.1.1. Balances de masa en el sistema ........................................................................................... 25 3.1.2. Relación de reflujo total y reflujo mínimo .......................................................................... 28 3.1.3. Relación de reflujo óptimo de operación ............................................................................. 29 3.2. Método Underwood Riguroso ................................................................................................ 30 3.2.1. Componentes claves ............................................................................................................ 30 3.2.2. Relación de reflujo mínimo ................................................................................................. 31 3.2.3. Relación de Fenske, Shiras, Eduljee y reflujo total ............................................................. 33 3.3. Método de diseño Hengstebeck .............................................................................................. 34 3.3.1. Composiciones limitantes .................................................................................................... 34 3.4. Diseño hidráulico de columnas de destilación ....................................................................... 36 3.4.1. Espaciamiento entre platos .................................................................................................. 37 3.4.2. Derramaderos ...................................................................................................................... 38 3.4.3. Diámetro de la torre ............................................................................................................. 38 3.4.4. Constante de inundación Cf ................................................................................................. 38 CAPÍTULO 4 DESCRIPCIÓN DEL PROCESO ........................................................................ 40 4.1. Materia prima ......................................................................................................................... 40 4.2. Fermentación .......................................................................................................................... 41 4.2.1. Fermentación de melaza ...................................................................................................... 41 4.2.2. Fermentación de cereales..................................................................................................... 41 4.2.3. Congéneres producidos durante la fermentación................................................................. 42 4.3. Destilación .............................................................................................................................. 42 4.3.1. Destilación continua ............................................................................................................ 42 4.3.2. Destilación discontinua ....................................................................................................... 46 4.4. Embarrilado y Envejecimiento ............................................................................................... 47 v
4.5. Blending o mezclas................................................................................................................. 48 4.6. Envasado y embalaje final ...................................................................................................... 48 4.7. Principales variables de control en el proceso ........................................................................ 48 CAPÍTULO 5 METODOLOGÍA .................................................................................................. 50 5.1. Método de diseño McCabe & Thiele...................................................................................... 52 5.1.1. Diseño .................................................................................................................................. 52 5.1.2. Dimensionamiento de una columna de Vinazas .................................................................. 55 5.1.3. Resultados del diseño de columnas de vinazas por el método McCabe & Thiele .............. 56 5.1.4. Estudio sobre la influencia de la ubicación del plato de alimentación ................................ 56 5.1.5. Estudio sobre las columnas reales de vinazas por el método de McCabe &
Thiele ................................................................................................................................... 57 5.1.6. Módulos en Microsoft Visual Basic® para apliaciones en el diseño y evaluación
de columnas de vinazas ........................................................................................................ 57 5.2. Método de Underwood riguroso ............................................................................................. 59 5.2.1 Diseño de las columnas de aldehídos por Underwood ......................................................... 59 5.2.2. Diseño de columnas desmetilizadoras por el método de Underwood ................................. 66 5.3. Método de diseño de Hengstebeck ......................................................................................... 69 5.3.1 Diseño de una columna rectificadora por el método de Hengstebeck.................................. 71 5.3.2. Evaluación del resultado del diseño de la columna rectificadora ........................................ 74 5.3.3. Diseño hidráulico de la columna rectificadora .................................................................... 74 5.3.4. Resultados del diseño de las columnas rectificadoras ......................................................... 74 5.3.5. Módulos en MS Visual Basic® para el diseño de columnas rectificadoras ......................... 74 CAPÍTULO 6 RESULTADOS Y DISCUSIONES ...................................................................... 76 6.1. Método gráfico McCabe & Thiele.......................................................................................... 76 6.1.1. Estudio sobre la influencia de la ubicación del plato de alimentación ................................ 83 6.1.2. Estudio de las columnas reales de vinazas por el método de McCabe & Thiele ................ 83 vi
6.2. Diseño y evaluación de columnas por medio del método riguroso Underwood .................... 86 6.2.1. Diseño y estudio de las columnas de Aldehídos por el método de Underwood.................. 86 6.2.2. Diseño y estudio de las columnas desmetilizadoras por el método de
Underwood ........................................................................................................................... 95 6.3. Diseño y evaluación de columnas por medio del método de Hengstebeck .......................... 102 6.3.1. Diseño hidráulico de una columna rectificadora ............................................................... 108 6.3.2. Evaluación de los resultados obtenidos a partir del diseño por Hengstebeck de
una columna de rectificación ............................................................................................. 109 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES .......................................................................... 111 REFERENCIAS .......................................................................................................................... 114 APÉNDICES ............................................................................................................................... 115 INDICE DE TABLAS
Tabla 3.1. Resumen de los valores de q ........................................................................................ 27
Tabla 4.1. Columnas de empleadas en DUSA.............................................................................. 43
Tabla 4.2. Descripción de la columna V-100 ................................................................................ 44
Tabla 4.3. Arreglos de columnas de destilación de acuerdo al alcohol producto deseado ............ 45
Tabla 4.4. Comentarios organolépticos de alcoholes sin envejecer producidos en DUSA ........... 47
Tabla 4.5. Variables de control en el proceso de producción ........................................................ 49
Tabla 6.1. Datos iniciales para el ejemplo de diseño de columnas de vinazas .............................. 77
Tabla 6.2. Resultados del diseño por el método McCabe & Thiele de una columna de Vinazas . 79
Tabla 6.3. Resumen del balance de masa sobre la columna de destilación ................................... 79
Tabla 6.4. Resultados del balance de energía en la columna de vinazas ....................................... 79
Tabla 6.5. Estudio del efecto del porcentaje de inundación sobre el diámetro de la columna ...... 82
Tabla 6.6. Efecto de variar el reflujo sobre el número de etapas teóricas ..................................... 82
Tabla 6.7. Número de etapas en la columna de acuerdo a la ubicación del plato de alimentación 83
Tabla 6.8. Datos operativos de la columna de vinazas V-500....................................................... 84
Tabla 6.9. Influencia del reflujo sobre el estudio de McCabe & Thiele para la columna V-500 .. 85
Tabla 6.10. Resumen de las composiciones y caudales para la columna V-500 ........................... 85
Tabla 6.11. Datos iniciales para el diseño de una columna de aldehídos ...................................... 87
Tabla 6.12. Composición de la alimentación a la columna de aldehídos ...................................... 87
Tabla 6.13. Estimado de la composición de las corrientes de tope y fondo .................................. 87
Tabla 6.14. Presión de saturación y volatilidad relativa de los compuestos en el tope y
en fondo ...................................................................................................................... 88
Tabla 6.15. Estimación de la distribución de los componentes por medio de la
ecuación de Shiras ...................................................................................................... 88
viii
Tabla 6.16. Destilados obtenidos por el método riguroso de Underwood (Rmin) .......................... 89
Tabla 6.17. Destilados de los compuestos a Rtotal .......................................................................... 90
Tabla 6.18. Destilados en condiciones de Rop ............................................................................... 90
Tabla 6.19. Coeficientes de actividad del etanol y el agua en el tope y en el fondo
de la columna .............................................................................................................. 91
Tabla 6.20. Presión de saturación y volatilidad relativa de los compuestos en el tope
y en fondo ................................................................................................................... 91
Tabla 6.21. Estimación de la distribución de los componentes por medio de
la ecuación de Shiras .................................................................................................. 92
Tabla 6.23. Destilados de los compuestos a Rtotal .......................................................................... 93
Tabla 6.24. Destilados en condiciones de Rop ............................................................................... 93
Tabla 6.25. Datos iniciales para el diseño de una columna de aldehídos ...................................... 94
Tabla 6.26. Resultados del dimensionamiento de la columna de aldehídos.................................. 94
Tabla 6.27. Evaluación de la columna A-900 ............................................................................... 95
Tabla 6.28. Caudal y grado alcohólico de las corrientes de alimentación
a la columna desmetilizadora ..................................................................................... 95
Tabla 6.29. Composición de las corrientes de alimentación a la columna desmetilizadora.......... 96
Tabla 6.30. Datos iniciales de para el diseño de una columna desmetilizadora ............................ 96
Tabla 6.31. Flujo y composición final de lo alimentado a la columna desmetilizadora ............... 96
Tabla 6.32. Estimado de la composición de la corriente de tope de la columna
desmetilizadora ........................................................................................................... 96
Tabla 6.33. Volatilidad relativa promedio en la columna desmetilizadora ................................... 97
Tabla 6.34. Estimación de la distribución de los componentes por medio de la
ecuación de Shiras ...................................................................................................... 97
Tabla 6.35. Destilados obtenidos por el método riguroso de Underwood (Rmin) .......................... 98
ix
Tabla 6.36. Destilados molares en condiciones de reflujo total .................................................... 98
Tabla 6.37. Destilados en condiciones de reflujo de operación .................................................... 99
Tabla 6.38. Coeficientes de actividad para el etanol y el agua en el fondo
y tope de la columna desmetilizadora ......................................................................... 99
Tabla 6.39. Volatilidad relativa promedio en la columna Desmetilizadora .................................. 99
Tabla 6.40. Estimación de la distribución de los componentes por medio de la
ecuación de Shiras ..................................................................................................... 99
Tabla 6.41. Destilados obtenidos por el método riguroso de Underwood (Rmin) ........................ 100
Tabla 6.42. Destilados molares en condiciones de reflujo total .................................................. 100
Tabla 6.43. Destilados en condiciones de reflujo de operación .................................................. 101
Tabla 6.44. Datos iniciales para la evaluación de una columna desmetilizadora ........................ 101
Tabla 6.45. Resultados del dimensionamiento de la columna desmetilizadora .......................... 102
Tabla 6.46. Evaluación de la columna D-900 ............................................................................. 102
Tabla 6.47. Datos iniciales de la columna y producto lateral ...................................................... 103
Tabla 6.48. Datos iniciales de la alimentación ............................................................................ 103
Tabla 6.49. Datos iniciales para la corriente de retorno .............................................................. 103
Tabla 6.50. Datos iniciales para la corriente de ésteres ............................................................... 104
Tabla 6.51. Datos iniciales para la corriente de aceites ............................................................... 104
Tabla 6.52. Porcentaje de recuperación molar por las extracciones laterales ............................. 104
Tabla 6.53. Porcentaje de recuperación molar para la extracción de producto ........................... 105
Tabla 6.54. Resultados del diseño de una columna compleja por el método de Hengstebeck.... 107
Tabla 6.55. Datos iniciales para el diseño hidráulico de una columna Rectificadora ................. 109
Tabla 6.56. Resultados del dimensionamiento de una columna de rectificación ........................ 109
Tabla 6.57. Características de la columna tomada como ejemplo para la
evaluación de los resultados del diseño .................................................................... 109
x
Tabla 6.58. Características de la columna tomada como ejemplo para la
evaluación de los resultados del diseño .................................................................... 110
Tabla 6.59. Evaluación de la corriente de extracción de producto .............................................. 110
Tabla 6.60. Parámetros de un alcohol ejemplo producido en DUSA .......................................... 110
INDICE FIGURAS
Fig. 2.1 Diagrama general de una unidad de destilación ................................................................. 9
Fig. 2.2 Relaciones típicas de un sistema de destilación ............................................................... 10
Fig. 2.3 Diagrama y-x .................................................................................................................... 13
Fig. 2.4 Efecto de disminuir la volatilidad de una mezcla ............................................................ 14
Fig. 2.5Curva de equilibrio para la mezcla etanol-agua ................................................................ 14
Fig. 2.6 Efecto de la presión o temperatura sobre la volatilidad relativa ...................................... 15
Fig. 2.7 Esquema general de una columna de fraccionamiento .................................................... 16
Fig. 2.8 Perfil de los congéneres dentro de una columna de destilación ....................................... 19
Fig. 2.9 Esquema de un sistema de destilación para producir alcoholes neutros .......................... 20
Fig. 3.1. Influencia de q sobre el punto de intersección entre las rectas de equilibrio
en las zonas de agotamiento y enriquecimiento .............................................................. 27
Fig. 3.2. Relación de reflujo total y reflujo mínimo ..................................................................... 28
Fig. 3.3. Relación de reflujo óptimo de operación ........................................................................ 28
Fig. 3.4. Relación entre el reflujo y las etapas .............................................................................. 29
Fig. 3.5. Relación de reflujo vs. costos ......................................................................................... 30
Fig. 3.6. Diagrama de Hengstebeck .............................................................................................. 36
Fig. 4.1. Esquema del proceso productivo de alcoholes en DUSA ............................................... 49
Fig. 5.1. Esquema de la columna de vinazas ................................................................................. 53
Fig. 5.2. Esquema general de una columna de aldehídos .............................................................. 59
Fig. 5.3. Diagrama general de las columnas rectificadoras ........................................................... 70
Fig. 5.4. Diagrama general de las columnas desmetilizadoras ...................................................... 67
Fig. 6.1. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de Rtotal ................................................ 77
Fig. 6.2. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de Rmin ................................................. 78
xii
Fig. 6.3. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de Rop................................................... 78
Fig. 6.4. Perfil de la composición del etanol a lo largo de la columna de vinazas diseñada ......... 81
Fig. 6.5. Perfil de la temperatura de rocío en la columna de vinazas ............................................ 81
Fig. 6.6. Diagrama de McCabe & Thiele correspondiente a la columna V-500 ........................... 84
Fig. 6.7. Diagrama de Hengstebeck para la columna rectificadora en el caso ideal ................... 105
Fig. 6.8 (a) Diagrama de Hengstebeck ideal mejorado ............................................................... 106
Fig. 6.8 (b) Acercamiento a la zona de agotamiento en el diagrama de Hengstebeck ................ 106
Fig 6.9. Diagrama y-x para el diseño de columas complejas por el método de Hengstebeck ..... 107
Fig 6.10. Perfil de composición y temperatura en la rectificadora para el caso no ideal ............ 108
LISTA DE SIMBOLOS
γi:
coeficiente de actividad.
αi,j:
volatilidad relativa del componente i con respecto al componente j.
σ:
tensión superficial.
A12, A21:
constantes de Wilson.
An:
área transversal neta de la columna (área efectiva).
At:
área total de la columna.
Aderr:
área del derramadero.
B:
caudal del fondo de una columna de destilación.
c f:
factor de carga de vapor en condiciones de inundación en la columna.
D:
caudal de tope de una columna de destilación.
DCL:
caudal del componente clave liviano en el destilado del tope.
DCP:
caudal del componente clave pesado en el destilado del tope
di:
relación entre el destilado y el flujo de alimentación del componente i para la
ecuación de Shiras.
F:
caudal de alimentación de una columna de destilación.
f i:
fugacidad de la mezcla.
FCL:
caudal del componente clave liviano en la alimentación.
FCP:
caudal del componente clave pesado en la alimentación.
°Fuerza:
medida de etanol absoluto en una solución de etanol y agua (en sistema
americano cada grado de fuerza equivale a 0,5% de etanol en volumen).
Gmin:
caudal de vapor y retorno mínimo en el tope de una columna en Rmin.
°GL:
porcentaje de alcohol anhidro en una solución acuosa.
i:
componente i para las ecuaciones.
Ki:
constante de equilibrio en mezclas líquido-vapor.
xiv
Le:
flujo equivalente de vapor
Lmin:
caudal de retorno mínimo en el tope de la columna a Rmin.
L:
caudal de líquido dentro de la zona de rectificación de una columna.
L’:
caudal de líquido dentro de la zona de agotamiento de una columna.
n:
etapa de equilibrio.
NA:
platos en la zona de agotamiento.
NE:
platos en la zona de rectificación.
Nmin:
número mínimo de etapas de equilibrio a condiciones de Rtotal.
Pi:
presión parcial del componente i.
Pisat:
presión de saturación del componente i.
q:
condición térmica que define a un componente.
QG:
flujo másico de vapor
R:
relación de reflujo.
RDW:
relación entre el destilado y el producto de fondo del clave pesado.
Rmin:
reflujo mínimo necesario para lograr una separación dada por destilación.
S:
vapor vivo inyectado por el fondo de la columna.
Sa :
extracción de aceites de la torre rectificadora
Se:
extracción de ésteres de la torre rectificadora.
Sp:
extracción de producto de la torre rectificadora.
t:
espaciamiento entre platos.
v f:
velocidad de vapor en condiciones de inundación en la columna.
v:
velocidad de vapor real a un porcentaje de la velocidad de vapor en condiciones
V:
caudal de vapor y líquido en la zona de rectificación de una columna de
destilación.
V’:
caudal de vapor y líquido en la zona de agotamiento de una columna de
destilación.
xv
Ve:
flujos equivalentes de vapor y líquido.
Wd:
extracción de agua de dilución de la torre rectificadora.
ΔX:
xDA – xf,eq
xe,CL:
composición equivalente en líquido del componente CL.
xnCL,lim:
composición del componente no clave liviano limitante en el líquido.
xnCP, lim:
composición del componente no clave pesado limitante en el líquido.
xD:
composición en el líquido por la corriente de tope.
xf :
composición de un componente en el líquido en equilibrio.
xf,eq:
composición en equilibrio (líquido) del caudal de alimentación.
x i:
composición del componente i en el líquido.
xn :
composición en el líquido de un componente en el plato n.
ΔY:
xDA – yf,eq
ye,CL:
composición equivalente en el vapor del componente CL.
yf :
composición de un componente en el vapor en equilibrio
yf,eq:
composición en equilibrio (vapor) del caudal de alimentación
yn+1:
composición en el vapor de un componente en el plato n+1.
ynCL,lim:
composición del componente no clave liviano limitante en el vapor.
de inundación.
ynCP,lim:
composición del componente no clave pesado limitante en el vapor.
y i:
composición del componente i en el vapor.
zf :
composición en la mezcla de alimentación.
LISTA ABREVIATURAS
AR:
sistema de dos columnas (aldehídos y rectificadora) en el sistema de destilación
continua.
ARD:
sistema de tres columnas (aldehídos, rectificadora y desmetilizadora) en el
sistema de destilación continua.
BW:
código de alcohol en DUSA.
CL:
componente clave liviano.
CP:
componente clave pesado.
C/R FW:
código de alcohol en DUSA.
DUSA:
Destilerías Unidas, S.A.
DIAGEO:
empresa comercializadora de bebidas alcohólicas.
HO:
código de alcohol en DUSA.
L.A.A.:
litros de alcohol anhidro.
LUSA:
Licorerías Unidas, S.A.
PTA:
Planta de Tratamiento.
RW:
código de alcohol en DUSA.
UQ:
código de alcohol en DUSA.
VFW:
código de alcohol en DUSA.
VCW:
código de alcohol en DUSA.
INTRODUCCIÓN
La destilación es la operación de separación más antigua y más ampliamente utilizada en la
industria, bien para separar distintos componentes de una mezcla o en la purificación de
productos intermedios o finales. Su aplicación va desde la destilación de alcohol hasta el
fraccionamiento del petróleo. El proceso de destilación se basa en la diferencia de las
volatilidades absolutas de los componentes y se refiere a la separación física de una mezcla
líquida en dos o más fracciones que tienen distintos puntos de ebullición por medio de
evaporaciones y condensaciones sucesivas (1, 2).
Una columna de destilación consiste en un recipiente vertical dentro del cual las corrientes de
vapor ascendente y líquido descendiente hacen contacto, con el propósito de efectuar una
transferencia de masa entre las dos fases. La dificultad de la destilación depende de la volatilidad
relativa de los componentes, por lo cual, las mezclas con puntos de ebullición próximos son más
difíciles de separar por destilación simple. Entonces, para llevar a cabo el diseño o la operación
de columnas de destilación se necesitan datos sobre equilibrio líquido-vapor o correlaciones para
estimarlos correctamente (3).
Existen muchos métodos, de distintos niveles de rigurosidad, para diseñar columnas de
destilación, como el McCabe & Thiele, Ponchon & Savarit, Underwood, Hengstebeck, matriz
tridiagonal, etc. Para cada uno es necesario realizar balances de masa y energía en la columna, se
diferencian entre sí por las suposiciones sobre el trabajo, el calor y las distintas especificaciones
que requieren para su aplicación. El diseño de la columna de destilación consiste en calcular los
parámetros importantes, como lo son: reflujo mínimo, reflujo total, número de platos o etapas
teóricas, localización del plato de alimentación o de las extracciones laterales, composición en
cada plato, perfil de la temperatura, altura y diámetro de la columna, entre otros (4).
Debido a los grandes avances tecnológicos que se han logrado desde finales del siglo pasado, se
tienen a la disposición excelentes herramientas que conducen a un ahorro de tiempo, dinero y
energía en el desarrollo de los procesos industriales. Una de estas herramientas es precisamente la
simulación computacional, cuyos usos y aplicaciones se han extendido significativamente en los
últimos años. Simular un proceso industrial por medio de una computadora hace posible la
experimentación controlada en situaciones donde ensayos serían poco prácticos o prohibitivos
2
por sus costos (5). Existen simuladores comerciales como Pro II®, Hysys®, Aspen®, entre otros,
que permiten resolver procesos de destilación, pero sus licencias suelen ser muy costosas.
Destilerías Unidas, S.A. (DUSA), es uno de los complejos licoreros más versátiles de
Latinoamérica, ubicado en La Miel, en las afueras del Estado Lara. Se erige como una de las
pocas casas destiladoras en Venezuela dedicada a la elaboración de alcoholes, a partir de la
fermentación de melaza de azúcar de caña, maíz y arroz; y de su posterior purificación en
columnas de destilación y rectificación. En la empresa se producen rones, whiskies, aguardientes,
ginebras, vodkas y licores, de las más prestigiosas marcas que se comercializan con igual
presencia en el mercado nacional como en el internacional; tal es el caso de Ron Diplomático,
Ron Cacique, Vodka Smirnoff Ice, Hacienda Saruro, Chemineaud, Pampero, etc.
La empresa DUSA, enfocada en mejorar la productividad de sus procesos, luego de pasar
totalmente a capital venezolano, se ha propuesto hacer uso de los avances tecnológicos y
desarrollar una herramienta de simulación sobre una plataforma de bajo costo y fácil
disponibilidad o acceso, con el objetivo de evaluar el rendimiento y eficacia de los equipos
instalados en la planta. En ese sentido, el objetivo general del presente trabajo es desarrollar un
programa en Microsoft Excel® para diseñar y evaluar los distintos tipos de columnas destilación
(vinazas, aldehídos, rectificadoras y desmetilizadoras) utilizados en la empresa DUSA.
Para lograr el cumplimiento del objetivo general, se plantean los siguientes objetivos
específicos:
-
Recolectar información sobre los equipos instalados en el edificio de Destilería, tales
como N° de platos reales, ubicación de la alimentación, presencia de rehervidor, etc.
-
Programar el método de diseño gráfico McCabe & Thiele, suponiendo una columna
de destilación con una mezcla binaria de etanol y agua.
-
Realizar el diseño de una columna de destilación sencilla mediante el método de
Underwood riguroso, considerando una alimentación multicomponente.
-
Programar el método de diseño gráfico Hengstebeck para diseñar columnas complejas
con una alimentación multicomponente.
-
Evaluar las columnas existentes comparando los resultados obtenidos por los diseños
con la información recolectada sobre los equipos en el departamento de Destilería.
Las características de las columnas de destilación analizadas en el presente trabajo son:
3
1. Columnas de vinazas: se encargan de realizar la primera destilación al mosto
fermentado, son conocidas como destrozadoras y su función es separar todo el
alcohol producido durante la fermentación de la materia indeseada. Tiene una
corriente de alimentación y dos de producto (tope y fondo).
2. Columnas de aldehídos: luego de la primera destilación, esta columna sirve para
separar los alcoholes livianos producidos durante la fermentación de los más pesados.
Tiene una corriente de alimentación y dos de producto (tope y fondo).
3. Columnas rectificadoras: tiene la función de purificar el alcohol al separar los
alcoholes pesados del etanol. Las columnas Rectificadoras tienen tres extracciones
laterales (producto, ésteres y aceites) y dos extracciones (tope y fondo).
4. Columnas desmetilizadoras: sirve para la purificación adicional la corriente lateral de
producto extraída de la columna rectificadora. De este tipo de columna se extrae por
el tope todos los alcoholes livianos indeseados y por el fondo el alcohol final extra
puro.
En el siguiente trabajo, el capítulo 1 se relaciona sobre los aspectos generales de la empresa
DUSA. El capítulo 2 trata sobre los fundamentos teóricos del proceso unitario de destilación. El
capítulo 3 se vincula con los métodos utilizados para el diseño de columnas de destilación. En el
capítulo 4 se describe el proceso productivo llevado a cabo en la empresa. El capítulo 5 describe
la metodología seguida para alcanzar los objetivos planteados en la introducción. En el capítulo 6
se muestran los resultados y discusiones del trabajo. Por último, se exponen las conclusiones y
recomendaciones finales.
CAPÍTULO 1
DESCRIPCIÓN DE LA EMPRESA
En el presente capítulo se muestran datos y aspectos generales de la empresa DUSA, tales
como: una breve historia de su fundación, la ubicación, estructura física y una descripción
general del proceso productivo llevado a cabo en la planta.
1.1 Reseña histórica (6)
Los orígenes de Destilerías Unidas, S.A. (DUSA), se remontan a la reciente adquisición del
complejo industrial de la empresa Licorerías Unidas S.A. (LUSA), cuya fundación se remonta al
año 1932 cuando es fundada en Caracas, Licores Ibarra por Don Tomas Sarmiento.
A la muerte de Don Tomás Sarmiento, la planta fue trasladada a la hacienda Saruro, de Don
Gustavo Vegas León. En los años 1955 y 1956 se siguió produciendo el aguardiente Mulita, a la
vez que se iniciaba la elaboración de los productos de Sarmiento. La planta contaba con un
personal aproximado de sesenta (60) personas, trece (13) cubas de maderas con una capacidad de
20.000 litros c/u, un (1) laboratorio de destilación y maquinarias manuales, todo un proceso muy
rudimentario, con lo que alcanzaba una producción de 2.500 litros de alcohol diarios.
Para esa fecha el Sr. Samuel Bronfman, presidente de Distillers Corporation Seagram Limited
venía gestionando la adquisición de una partición de una destilería en Venezuela y a través del Sr.
Benjamín M. Chumaceiro invitó a los socios venezolanos a participar en el proyecto,
integrándose así la iniciativa que hace más de 30 años fundó Licorerías Unidas S.A.
La planta industrial comenzó a producir y envejecer ron en noviembre de 1959, y no es hasta el
7 de diciembre de 1961, dos años después, que se logra el primer vaciado de barriles, mezclas y
embotellado del Ron Añejo Cacique, de fama nacional e internacional. En 1960 el Gobierno
Nacional, enfrentando una grave crisis económica decretó un considerable aumento en los
derechos de importación de licores y otros productos de lujo. Esta medida generó una tendencia
5
a fabricar en Venezuela grandes marcas mundiales en el ramo de licores. Evidencia de ello es que
Licorerías Unidas S.A, en su planta La Miel, el 15 de septiembre de 1960, empezó la producción
de Brandy Hennessy, los licores dulces Cointreau, Bols, Pernod, Cherry, Heering; los vinos
Vermouth Gancia, Noilly Prat; las ginebras Gordon, Calvert, Four Roses, Beefeater y Silver Fizz,
todas ellas, marcas de renombre mundial y que exitosamente se ubicaron en el mercado.
El 15 de julio de 1992, Seagram adquiere la totalidad de las acciones, asumiendo el control de
las actividades; en 1994, se obtiene el sello Norven para los Rones: Cacique, Dinastía,
Diplomático, Cacique 500 y Silver. En mayo de 1995, se obtiene la certificación ISO-9002, la
cual certifica el sistema de calidad, destacándose por ser la primera industria licorera certificada
en América Latina. El 22 de diciembre de 2001, Seagram vende la división de Licores SSWG,
quedando la operación de Licorerías Unidas, S.A. a cargo de la empresa DIAGEO.
Posteriormente, la firma DIAGEO, decide según su metodología de trabajo, vender sus
instalaciones industriales a un grupo de inversionistas venezolanos categorizados por su
trayectoria en el ámbito. Es entonces, el 19 de marzo de 2003 cuando se finaliza el proceso de
venta de Licorerías Unidas S.A. (LUSA) conformándose así DESTILERIAS UNIDAS S.A.
(DUSA).
1.2. Ubicación geográfica
La empresa se encuentra ubicada en las cercanías del pueblo de La Miel, Municipio Simón
Planas, Edo. Lara, cerca de los límites del Estado Portuguesa, aproximadamente a 50 km. de la
ciudad de Barquisimeto. Adyacente a los terrenos de la planta se encuentran: por el norte, sur y
oeste la Hacienda Saruro; por el este el río Sarare.
La zona está rodeada por cañaverales y abundante vegetación ofreciendo condiciones especiales
que propician la calidad de los productos elaborados; la temperatura media durante el año es de
unos 25 °C. La altitud es de alrededor de 300 m.s.n.m.
1.3. Áreas de producción (6)
A continuación se presentan los principales equipos y componentes que conforman las distintas
áreas de producción de la empresa:
6
-
Área de tanques: consta de ocho tanques subterráneos de almacenamiento de melaza,
cuya capacidad total es de 16500 toneladas.
-
Edificio fermentación: se encuentran 17 tanques fermentadores de acero inoxidable,
de 100 m3 de capacidad, con sistemas de enfriamiento para controlar la temperatura
durante el proceso; asimismo el edificio consta dos tanques pulmón en donde se
almacena el mosto fermentado para luego destilar.
-
Edificio destilería: subdividida en destilería discontinua y continua; la primera consta
de un sistema de dos ollas (de capacidad de 0,5 m3 c/u) y un receptor cilíndrico con
capacidad de 4,5 m3 conectado a una torre de rectificación (Sistema de Destilación
Batch Kettle); la destilería continua consta de cinco columnas de destilación del mosto
fermentado y diecisiete columnas que conforman el sistema ARD (AldehídosRectificadora-Desmetilizadora) para obtención de alcohol a 96 °GL.
-
Edificio de Ginebra: consta de 2 ollas destiladoras de cobre de 1,2 y 6,5 m3 de
capacidad, con sus respectivos sistemas de enfriamientos.
-
Edificio de cereales: un sistema de molienda de granos de arroz, maíz y cebada; cuatro
cocinadores de acero inoxidable y 50 m3 de capacidad, dos de los cuales funcionan a
presión atmosférica y los otros dos presurizados; sistema de enfriamiento y el sistema
de obtención de whisky de malta con dos ollas destiladoras de cobre.
-
Sala de tanques: consta de dos áreas donde se almacenan los alcoholes provenientes
de destilería: la sala de circuito abierto, en donde se cuenta con 17 tanques de acero
inoxidable con una capacidad entre 20 y 30 m3; y la sala de circuito cerrado, la cual
consta de 25 tanques de acero inoxidable.
-
Fábrica de blending: consta de ocho tanques de 50 m3 de capacidad, un chiller y un
filtro prensa a baja temperatura, donde se diluyen y hacen las mezclas de los alcoholes
envejecidos.
-
Edificio embarrilado: consta de una línea de vaciado y llenado de barriles con
capacidad de llenado de barriles hasta en doble turno; cuenta con tres tanques de
dilución de alcohol, en esta área se diluyen los alcoholes destilados para luego ser
enviados a las bodegas de envejecimiento.
-
Edificio de envasado: consta de siete líneas de envasado con máquinas, las cuales
están constituidas por cintas transportadoras, equipos de limpieza, etiquetación y
codificación de envases y cajas.
7
-
Bodegas de envejecimiento: consta de 18 almacenes, con una capacidad de
almacenamiento de 258000 barriles o un equivalente a 25800 m3 de alcohol anhidro.
-
Planta de Tratamiento de Efluentes (PTA): consta de una laguna de homogenización
de vinaza de 3500 m3, un tanque de neutralización de vinazas crudas, dos
intercambiadores de calor de placas, un desgasificador, un espesador de lodos, un
desulfurador, una laguna de clarificación de 3500 m3 de capacidad y dos tanques
digestores de 9000 m3 con un circuito de recirculación de gases que incluye un par de
compresores de anillo líquido y un mechurrio para la quema de gases.
1.4. Resumen proceso productivo
Con una cuidadosa selección y estrictos controles, la melaza, y los cereales cocidos en el
edificio de cereales son diluidos con aguas procesadas en la planta desmineralizadora y luego
fermentados con levaduras seleccionadas y desarrolladas en el laboratorio para producir los más
puros alcoholes. El mosto fermentado luego es destilado para separar el alcohol en las columnas
de Vinazas. Después, debido a que en la destilería se conjuga la tradición artesanal de equipos de
destilación fabricados en cobre (alambiques u ollas de destilación) con tecnología moderna
aplicada a columnas de destilación y experiencia de los maestros destiladores para obtener una
variada gama de alcoholes ricos en aromas y sabores. En las bodegas, los alcoholes destinados
para la elaboración de ron y whisky son envejecidos de dos a ocho años, en pequeñas barricas de
roble importado que garantizan, por su tamaño, el más íntimo contacto entre el alcohol y la
madera, la cual a través del tiempo le endosan suavidad, aroma y sabor a los diferentes tipos de
alcoholes. Por otra parte las ginebras, vodkas y licores, son elaborados bajo recetas originales con
los más suaves y puros alcoholes. Finalmente los productos son cuidadosamente envasados a fin
de garantizar tanto la integridad de la calidad del producto contenido en cada botella así como la
mejor imagen y presencia en el mercado.
CAPÍTULO 2
FUNDAMENTOS TEÓRICOS
En el presente capítulo se describirán los principios básicos del proceso de destilación.
Asimismo, se analizarán los fundamentos prácticos para obtener las principales bebidas
alcohólicas, llámese ron, whisky o alcohol neutro (vodka o licores).
2.1. Destilación
Para utilizar el alcohol que se produce durante la fermentación, ya sea de melaza o cereales, es
necesario un proceso de separación y purificación llamado destilación. Aunque de acuerdo a las
características del producto final que se requiera (concentración de congéneres, grado alcohólico,
etc.) el proceso de destilación tiene un esquema distinto, los principios fundamentales de la
técnica son similares para cualquier caso.
La destilación es un proceso de separación física de una mezcla en dos o más productos que
tienen diferentes puntos de ebullición. La destilación se basa en la diferencia de los puntos de
ebullición de cada componente presente en la mezcla, para separarlos de la misma; cuando una
solución de dos o más componentes es calentada, el vapor que escapa tiene una mayor
concentración del componente más volátil (temperatura de ebullición menor) que el líquido
remanente (1).
A pesar de su baja eficiencia termodinámica, la destilación, es un proceso unitario que ha sido
utilizado durante hace años y continua siendo el primer método de separación en plantas de
procesamiento. El primer libro sobre los fundamentos de la destilación fue La Rectification de
l´alcohol, por Ernest Sorel en 1.893. La destilación tiene el potencial de realizar altos rangos de
transferencia de masa a bajos costos de capital
(1)
. Desde el punto de vista termodinámico, la
eficiencia térmica de la destilación se encuentra alrededor de un 10 %, pero podría mejorar con la
9
utilización de equipos como inter-condensadores o inter-rehervidores. A pesar de la baja
eficiencia termodinámica, muchos otros procesos unitarios no son más eficientes(1).
La destilación en general es la mejor técnica y la más económica para lograr la separación de
los componentes en una mezcla líquida, excepto cuando (1):
1. La diferencia entre la volatilidad de los componentes es estrecha.
2. Se quiere recuperar de la alimentación una pequeña cantidad de un componente con
una alta temperatura de ebullición, ya que la destilación requiere vaporizar todo el
caudal de alimentación para poder recuperar esta pequeña cantidad.
3. Un componente es inestable térmicamente, aún en condiciones de vacío.
4.
La mezcla a separar es sumamente corrosiva o de características lodosas (fouling).
Un equipo de destilación moderno está constituido por múltiples etapas donde ocurre un
contacto continuo entre los flujos de vapor y líquido a contracorriente. En la Figura 2.1 se
muestra un esquema típico de una unidad de destilación, el cual se describe a continuación:
1. Alimentación de una mezcla de varios componentes con distintos puntos de
ebullición.
Producto de bajo
punto de ebullición.
Reflujo
Alimentación
Vapor
Energía
Producto de alto
punto de ebullición
Figura 2.1. Diagrama general de una unidad de destilación
2. Una fuente de energía que sea suficiente para manejar el proceso (en la mayoría de los
casos se introduce vapor directamente a la columna o se usa un intercambiador de
calor en la base, llamado rehervidor).
10
3. Una corriente de tope rica en los componentes más livianos alimentados.
4. Una corriente de fondo que contiene los componentes más pesados de la mezcla.
5. Un intercambiador de calor (condensador) en el tope para enfriar los vapores
producidos. El vapor condensado, se separa luego en dos corrientes: reflujo y
destilado. El reflujo se retorna a la columna para mantener en los platos superiores el
equilibrio líquido-vapor y el segundo es el producto final rico en los componentes
livianos. El condensador puede ser total o parcial, dependiendo de las condiciones que
se quiera para el producto final de destilado.
Si el sistema está compuesto por componentes químicamente similares y trabaja con presiones
relativamente bajas (< 303,9 kPa), se puede suponer que el sistema es ideal. Mientras la columna
opere en condiciones cercanas a la idealidad, del proceso de destilación se obtendrán menos
impurezas de componentes en los productos y la separación es casi perfecta. En la realidad, en la
corriente de producto de tope se consiguen trazas de los componentes pesados alimentados y a su
vez, en la corriente de fondo, se consiguen trazas de los componentes livianos. La Figura 2.2
sirve para introducir algunas características de los sistemas de destilación:
1. La mayor temperatura en la columna se registra en la base y decrece progresivamente
desde la base al tope.
Aumento de la temperatura
Condensador
Producto de
tope
Alimentación
Platos de
contacto
Vapor
Energía
térmica
Líquido
Producto
del fondo
Figura 2.2. Relaciones típicas en un sistema de destilación
11
2. El vapor se elevará desde la base al tope y el líquido caerá en sentido contrario.
3. La columna tendrá en su interior un número de etapas de contacto similares conocidos
como “Platos”, los cuales tienen el propósito de permitir un acercamiento más íntimo
entre los flujos de vapor y líquido dentro de la columna.
4. La zona por debajo de la alimentación se le define como zona de agotamiento y la que se
encuentra en la parte superior se le denomina zona de rectificación.
2.2. Equilibrio vapor - líquido (7)
Usualmente la coexistencia de fases más encontrada en la práctica industrial son el vapor y el
líquido, aunque también se hallan los sistemas líquido/líquido, vapor/sólido y líquido/sólido. Se
reconoce el equilibrio como una condición estática donde ningún cambio ocurre en las
propiedades macroscópicas de un sistema con el tiempo, por lo que se dice que un sistema aislado
que consta de las fases líquidas y vapor en contacto íntimo alcanza el equilibrio, cuando no existe
tendencia para que suceda un cambio dentro del mismo (temperatura, presión y composiciones
fijas). En procesos como destilación se ponen en contacto fases de diferente composición y
cuando no están en equilibrio, la masa que se transfiere entre ellas altera sus composiciones. Los
principios básicos necesarios para entender el equilibrio líquido-vapor, se discuten a
continuación.
2.2.1. Constante K de equilibrio y volatilidad relativa (7)
El valor de K es una medida de la tendencia del componente i a vaporizar. Si el valor de K es
alto, el componente tiende a concentrarse en el vapor; si es bajo, tiende a concentrar en el líquido.
El valor de K es una función de la temperatura, presión y composición del sistema y su expresión
matemática se determina por la Ec. (2.1).
Ki =
Fracción molar del componente i en la fase vapor
Fracción molar del componente i en la fase líquida
2.1
La ley de Raoult y la ley de Dalton (ecuaciones 2.2 y 2.3) son expresiones consideradas en los
cálculos de sistemas ideales.
Pi = xi ·Psat
i
2.2
Pi = yi ·P
2.3
12
donde: Pi:
presión parcial del componente i.
x i:
composición molar del componente i en el líquido.
y i:
composición molar del componente i en el vapor.
P:
presión total del sistema.
Utilizando las ecuaciones anteriores, la constante K de equilibrio también puede expresarse a
partir de la Ec. (2.4).
Ki = Psat
i
2.4
P
Para sistemas no ideales (que los componentes sean polares, haya formación de azeótropo, etc.),
hay varios modelos que permiten definir el equilibrio EVL. Dos ecuaciones cúbicas de estado
usadas ampliamente son la de Soave/Redlich/Kwong (SRK) y la de Peng/Robinson (PR). Las
Ecs. (2.5) y (2.6) de Wilson también representan un modelo empírico del comportamiento de la
solución en el EVL (7).
donde:
ln γ1 = - ln x1 +x2 · A12 +x2 ·
A12
A21
x1 +x2 ·A12 x2 +x1 ·A21
ln γ1 = - ln x2 +x1 · A21 -x1 ·
A12
A21
x1 +x2 ·A12 x2 +x1 · A21
γ1, γ2:
(2.5)
(2.6)
coeficientes de actividad de los componentes 1 y 2.
A12, A21: constantes características de Wilson para el sistema formado por
los compuestos 1 y 2.
x1, x2:
composición en el líquido de los compuestos 1 y 2.
El coeficiente de actividad de una especie en solución se define como la relación de su
fugacidad real1 ( f ) con el valor dado por la regla Lewis/Randall (característica del
comportamiento de la solución ideal) a las mismas T, P y composición. De la relación anterior,
entonces según el coeficiente γ entonces se define el EVL para el compuesto i con la Ec. (2.7) (7).
γi =
1
yi ·P yi ·P
=
xi ·fi xi ·Psat
i
Fugacidad: término que define el equilibrio entre fases múltiples.
2.7
13
En el caso de una solución binaria, al combinar las ecuaciones (2.7) y (2.1), se obtiene la
ecuación (2.8) que se utiliza para determinar el valor de K para soluciones no ideales (7).
γi · Psat
i
Ki =
P
2.8
La volatilidad relativa se define como la relación entre la tendencia a evaporar de dos
componentes i y j. El valor de la volatilidad relativa está determinado por la ecuación 2.9. Si el
valor de la ecuación (2.9) es alto, el componente i tiene una tendencia a evaporar mayor (es más
volátil) que el componente j; por el otro lado, cuando la tendencia a evaporar de los dos
componentes es similar, el valor de la volatilidad relativa se acerca a la unidad y se hace muy
difícil la separación de los dos por destilación (se dice que hay formación de un azeótropo).
αi,j =
Ki
Kj
2.9
La Figura 2.3 representa un diagrama y-x. En los ejes y y x se muestran las concentraciones en
el vapor y el líquido, respectivamente. La diagonal representa los puntos donde las
composiciones en el vapor y en el líquido se igualan. La curva de la figura es la relación de
equilibrio entre las fases. Por convención, la composición que se utiliza para graficar es la del
elemento más volátil presente en la mezcla. Al variar las condiciones del sistema, el diagrama de
y-x es útil para estimar el comportamiento de los componentes en el equilibrio. Por ejemplo, el
efecto de la volatilidad relativa en la tendencia de un componente a concentrar en el vapor, se
muestra en la Figura 2.4 (1).
Curva de
Equilibrio
y1
Diagonal
x1
Figura 2.3. Diagrama y-x
14
y
α=10
α=5
α=2
α=1
x
Figura 2.4. Efecto de disminuir la volatilidad de una mezcla
Como se observa, cuando la volatilidad es alta, el enriquecimiento en el vapor es alto; al
contrario, cuando el valor es bajo, la composición en el vapor es baja también (directamente
proporcional).
La Figura 2.5 representa la curva de equilibrio vapor-líquido para la mezcla etanol-agua a
presión atmosférica (8).
1
% Molar de Etanol en el Vapor
0,9
0,8
Curva de
Equilibrio
0,7
Punto
Azeotrópico
(194,4° Fuerza)
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
% Molar de Etanol en el Líquido
Figura 2.5. Curva de equilibrio vapor-líquido para el sistema binario etanol-agua (8) (ver
Apéndice A)
15
La gráfica y-x también se puede realizar utilizando las composiciones volumétricas en el líquido
y en el vapor, obteniéndose un resultado muy similar; normalmente, para un mejor análisis del
proceso de destilación, se utiliza el porcentaje molar ya que de esa manera se tiene una relación
más directa de las interacciones moleculares en el sistema. Si la curva de equilibrio llegase a
tocar la recta a 45°, entonces se requeriría una columna de destilación infinitamente alta para
lograr la composición de ese punto. Asimismo, se dice que si la curva llegase a cruzar la recta
diagonal, la mezcla forma lo que se conoce como un azeótropo, lo cual significa que a partir de
ese punto es imposible la separación de los componentes por medio de una simple rectificación,
aunque sea infinitamente larga la columna y se tuviese una cantidad infinita de energía disponible
para el proceso; la mezcla etanol-agua, está limitada por un punto azeotrópico a 194,4 grados de
fuerza, por lo que a partir de ese punto la separación por destilación simple es imposible. El grado
de fuerza es una medida del etanol absoluto contenido de un destilado que contiene etanol y agua.
En el sistema americano, cada grado de fuerza equivale a 0,5 % de etanol en volumen, así que el
etanol puro tiene una fuerza de 200 grados. En el sistema inglés, 100 grados de fuerza equivalen a
57,06 % de etanol en volumen, o 48,24 % en peso, mientras que etanol absoluto es a 75,25 de
fuerza o 175,25, respectivamente (8).
2.2.2. Efecto de la temperatura, presión y composición en los valores de K y αi, j (1)
En una mezcla de composición dada, mientras mayor sea la temperatura de saturación, mayor
será la presión de saturación (directamente proporcional). El efecto de la temperatura (o presión)
se muestra en la Figura 2.6, en la cual se observa claramente una reducción de la volatilidad
relativa a medida que se aumenta la presión.
y
x
Figura 2.6. Efecto de la presión o temperatura sobre la volatilidad relativa
16
2.2.3. Etapas teóricas (1)
Una etapa teórica de destilación es un dispositivo que tiene los siguientes criterios:
1. Opera en estado estacionario, tiene un producto líquido y uno de vapor.
2. Todos los vapores y líquidos que entran y salen de la etapa están en contacto íntimo y
perfectamente mezclados.
3. El vapor saliente está en equilibrio con el líquido total que deja también la etapa.
En una etapa de la columna con una alimentación, el vapor ascendente tiene una mayor
composición del elemento más volátil y el líquido que deja la etapa tiene una mayor composición
del componente más pesado. Las etapas en la zona de agotamiento concentran los componentes
menos volátiles en una corriente líquida al evaporar a los componentes livianos presentes por la
acción del vapor ascendente; las etapas en la zona de enriquecimiento o rectificación, por el
contrario, tienen la función de concentrar los componentes más volátiles en el vapor. Al unir las
etapas de agotamiento y rectificación, se obtiene lo que se llama fraccionadora (Figura 2.7).
D
Zona
rectificación
Alimentación
1
Etapas de
equilibrio
V L
V L
f
V’ L’
Zona
agotamiento
V’ L’
n
B
Figura 2.7. Esquema general de una columna de fraccionamiento
donde:
F:
corriente de alimentación.
B:
corriente de extracción del fondo.
D:
corriente de extracción de Destilado.
V, L:
flujo de vapor y líquido, respectivamente, en la zona de rectificación.
17
V’, L’: flujo de vapor y líquido, respectivamente, en la zona de
agotamiento.
n:
última etapa de equilibrio en el equipo.
2.3. Producción de alcoholes destilados
Durante el proceso de fermentación, las levaduras agregadas a la materia prima (sea melaza,
cereales o leguminosas), básicamente procesan las moléculas de azúcar presentes en la mezcla y
segregan alcohol etílico. Sin embargo, por reacciones paralelas a la principal, se sabe que en el
proceso de fermentación son producidos otros tipos de alcoholes, aunque en menores cantidades.
Estos componentes, llamados congéneres, para algunas empresas son definidos como impurezas,
pero para las empresas de producción de bebidas alcohólicas son importantes ya que son los que
agregan el cuerpo y el sabor a sus productos finales (8).
El mayor grupo de congéneres formados en el mosto fermentado, consiste en alcoholes con un
peso molecular mayor al del etanol y son llamados alcoholes fusel. Dentro de este grupo se
encuentran: n-propanol, isobutanol, alcohol isoamílico, etc. Estudios realizados demuestran que
los alcoholes fusel se forman principalmente durante el 60 % de la fermentación, a medida que se
incrementa la aireación, la temperatura y la agitación. Asimismo se sabe que el uso de sales de
amonio causa la reducción de la producción de este tipo de alcoholes (8).
Otro grupo importante de congéneres se le conoce como ésteres. La formación de este grupo de
impurezas se favorece cuando las concentraciones del alcohol y ácido son altas, las aireaciones en
el proceso son bajas y la temperatura del mismo es alta. Los ésteres contribuyen con los olores
deseables a frutas en los productos (8).
Los aldehídos, por último, son otro grupo importante de congéneres producidos durante la
fermentación. El acetaldehído se forma en grandes cantidades durante las primeras horas del
proceso, además de los aldehídos correspondientes a otros alcoholes, según el mecanismo de
síntesis de aldehídos. La aireación baja a lo largo de la fermentación fomenta la producción de los
aldehídos, ya que se suprime la oxidación para la formación de ácidos y la reducción para la
formación de alcoholes (8).
Ahora, dependiendo del producto final que se desee del proceso de manufacturación de las
bebidas alcohólicas, se requiere una cierta concentración de los congéneres señalados
18
anteriormente. A continuación, se explica brevemente el proceso de producción de las principales
bebidas destiladas (9).
2.3.1. Proceso de manufacturación de alcoholes neutros (para vodka y licores neutros)
El alcohol neutro es básicamente etanol (C2H5OH) purificado, sin olor, color o sabor. Puede ser
producido a partir de la fermentación de cualquier materia prima, si son utilizadas técnicas
adecuadas en las etapas posteriores de destilación y rectificación para retirar los congéneres u
otros componentes químicos que se producen junto al etanol en la fermentación (8).
Los alcoholes neutros son utilizados tanto en la producción de bebidas alcohólicas como
Vodka, Ginebra y licores dulces o cremosos, como en otras aplicaciones de la industria
manufacturera en general, donde al producto se le llama “alcohol industrial de alta calidad”. El
alcohol sintético obtenido de la industria petroquímica también es usado en aplicaciones de
industria manufacturera, siendo virtualmente indistinguible del alcohol neutro producido por
medio de la fermentación (8).
Para la producción de alcohol neutro se puede fermentar casi cualquier tipo de materia prima,
pero algunos elementos producen ciertos congéneres durante la fermentación que luego hacen
necesaria la utilización de equipos adicionales para removerlos. Por ejemplo, las papas y uvas
tienden a producir niveles más altos de metanol que los granos o cereales en la fermentación, por
lo que puede ser necesario utilizar una columna de destilación adicional, una desmetilizadora,
para obtener un producto satisfactorio (8).
En general, el proceso de destilación consiste en varias etapas. La primera de ellas consiste en
la separación del etanol y la mayoría de los congéneres de los sólidos y líquidos indeseados
presentes en el mosto fermentado por medio de una columna llamada vinazas. La alimentación es
introducida cerca del tope de la columna, mientras que vapor vivo es introducido por el fondo (se
puede usar un rehervidor en el fondo para el calentamiento indirecto de la columna, pero se
tienen que tomar previsiones para evitar la obstrucción del equipo por los sólidos presentes en el
mosto). El etanol y los congéneres son separados del mosto fermentado por el vapor y enviados
al condensador (en forma de vapor); la columna puede contener entre 30 y 40 platos tipo sieve
(perforado). Luego se procede a una etapa de concentración, donde el etanol se eleva por una
columna rectificadora y puede llegar hasta 95 °GL; el producto (con mayor concentración de
19
etanol) puede ser extraído por una válvula localizada unos platos por debajo del tope de la
columna y enviado como producto intermedio a tanques de almacenamiento temporal (8).
Si las condiciones en la rectificación se mantienen estacionarias, los congéneres tenderán a
acumularse en ciertos platos de la columna. El alcohol isoamílico, que es el principal congénere
fusel o aceite presente en el mosto, tiende a acumularse donde la concentración del etanol es
alrededor de 65 °GL (esto puede ser unos dos o tres platos por encima de la alimentación). Este
compuesto se puede extraer por una pequeña purga y luego enviada a un tanque de
almacenamiento, para ser redestilada después y de ese modo recuperar algo del etanol extraído (8).
Los picos de la concentración de los congéneres en una columna típica de destilación de alcohol
se muestran en la Figura 2.8. Se sabe que si los picos de concentración de los congéneres no son
controlados bajo algunos límites, los compuestos subirán por la columna y se presentarán en la
N° platos en la zona de
rectificación
extracción del producto a 95 °GL (8).
Livianos
Extracción de producto
(95 °GL)
Ésteres
Extracción de ésteres
Alimentación
N° platos en la
zona de
agotamiento
°GL
Aceites
Extracción de aceites
(65-70 °GL)
Grado alcohólico (°GL)
Concentración congéneres (ppm)
Figura 2.8. Perfil de los compuestos alcohólicos dentro de una columna de rectificación (8)
De cualquier forma, los congéneres presentes en el producto intermedio a 95 °GL no se separan
fácilmente del etanol mediante un proceso de destilación fraccionaria normal, por esta razón, es
20
necesario emplear una técnica de destilación extractiva con la utilización de agua. El proceso de
destilación extractiva se basa en el hecho de que algunos de los congéneres pesados se hacen más
volátiles que el etanol cuando están en la presencia de agua. Tomando esto en consideración, en
un sistema de rectificación como se muestra en la Figura 2.9, el producto obtenido de la columna
tipo beer o vinazas, es diluido con agua en una columna de destilación extractiva, en ocasiones
llamada aldehídos, para remover los congéneres por el tope (8).
Condensador
Condensador
Condensador
Low Wine
Condensador
Cabezas
Cabezas
Alimentación o
mosto
Metanol
Producto (96,1 °GL)
Ésteres (80°GL)
Producto
diluido
Aceites (65°GL)
Vapor vivo
Rehervidor
Vinazas
Columna tipo beer o
vinazas
Rehervidor
Agua
Columna de destilación
extractiva
Columna de
rectificación
Rehervidor
Producto
(alcohol neutro)
Desmetilizadora
Figura 2.9. Esquema de un sistema de destilación para producir alcoholes neutros (8)
La columna de destilación extractiva o aldehídos puede tener alrededor de 40 platos. La
alimentación a 95 °GL procedente del tanque de almacenamiento del producto intermediario, se
introduce cerca del plato 30 mientras se agrega a la vez, agua caliente por el plato del tope. En
ocasiones, se mezcla el agua con el alcohol antes de la columna y luego se introducen cerca del
plato 30. Regulando el caudal de alimentación, el agua de dilución y el flujo de vapor, la mayoría
de los congéneres tenderá a irse por el tope de la columna y acumularse en el lazo del reflujo,
para ser luego removidos por la purga de las cabezas. Las condiciones óptimas de operación
variarán de acuerdo a los diferentes congéneres presentes, por lo que será necesario algún
compromiso dependiendo de la mezcla de los congéneres en la corriente de alimentación (8).
21
La corriente de alcohol diluido que sale del fondo de la columna de aldehídos, contiene algunos
congéneres que no fueron removidos por el tope, los cuales pueden ser: metanol, diacetil, algunos
aldehídos y concentraciones relativamente bajas de alcohol isoamílico, isobutanol y
n-propanol. Esta corriente es reconcentrada en una columna de rectificación (o rectificadora) que
usualmente tiene alrededor de 75 platos. La alimentación se introduce a la rectificadora alrededor
del plato 15. El vapor vivo es inyectado por el fondo de la columna y los platos más bajos sirven
como agotadores para separar el agua del etanol y los congéneres. El agua emerge de la base de la
columna rectificadora y una parte de la corriente es reciclada para suplir los requerimientos de
agua en la columna aldehídos. Los picos de la concentración de los congéneres en la columna
rectificadora se muestran en la Figura 2.8. El etanol y los congéneres viajan por la columna hacia
el tope y el alcohol isoamílico residual se acumula a los 65°GL, normalmente cerca del plato 20,
donde puede ser extraído. Las trazas de otros tipos de alcoholes pesados presentes,
principalmente isobutanol y n-propanol, se acumulan a 80°GL (alrededor del plato 23) y son
extraídos también para ser redestilados luego (8).
El producto rectificado es extraído aproximadamente a 96,1°GL, usualmente a 5 platos del tope
de la columna (en el plato 70), para dejar así algunos platos para la concentración de las cabezas
o alcoholes livianos. Las cabezas son removidas del reflujo del último condensador (8).
Cuando se usan cereales para la fermentación, que tienden a producir más metanol, como es el
caso de las papas, uvas, maíz y melazas, el producto rectificado tiene que ser enviado a una
columna desmetilizadora, la cual puede tener alrededor de 50 platos y emplea un rehervidor en el
fondo. El producto rectificado puede ser alimentado a la desmetilizadora del plato 25 al 30. El
metanol y cualquier otro componente liviano que aún se encuentra en el producto rectificado, se
elevan por la columna y se concentran en el tope para ser luego extraídos como una purga. El
etanol y cualquier congénere pesado en el producto rectificado emergen por el fondo como el
producto final (8).
2.3.2. Producción de whisky
Se le da el nombre de whisky a una bebida potable producida a partir de la mezcla de malta
embarrilada con alcohol producto de la fermentación de cereales (trigo o maíz). Alrededor del
mundo se producen muchos tipos de whiskies, pero las principales diferencias entre ellos son la
proporción de cereales utilizados y el tipo de equipo utilizado para destilar (8).
22
La destilación del mosto fermentado de los cereales, ya sea por alambiques como en la
producción de la malta escocesa o por procesos continuos como en la manufactura de los
whiskies escoceses de cereal (hasta la columna rectificadora en la Figura 2.9), el objetivo es el
mismo: retirar los componentes volátiles selectivamente (particularmente los congéneres que
producen sabor) de los no volátiles y crear componentes que agreguen sabor a la mezcla como
resultado de reacciones químicas que se llevan a cabo en el envejecimiento. Publicaciones sobre
whisky escocés, reportan alrededor de 50 tipos de compuestos entre alcoholes, ácidos y ésteres (8).
Desde la introducción de modernos equipos de cromatografía a los laboratorios, se ha publicado
mucha información sobre la composición de los mayores productores de sabor en los whiskies (a
saber: alcoholes pesados, ésteres, componentes carbonilos, ácidos orgánicos, compuestos
aromáticos, etc.). Los alcoholes pesados son cuantitativamente los más importantes. Los whiskies
escoceses de malta son ricos en alcoholes pesados, con contenidos de hasta 2 kg/m3 A.A (alcohol
anhidro). La concentración de los ácidos libres de grasas en los whiskies escoceses puede ser
hasta 0,4-1,0 kg/m3 A.A. En los whiskies es muy difícil comparar la concentración de los ésteres,
pero se han reportado valores en el rango de 0,27-0,87 kg/m3 A.A. Asimismo, los whiskies
producidos a partir de granos tienen una concentración de aldehídos alrededor de
0,20-0,80 kg/m3 A.A (8).
2.3.3. Producción de ron
El Departamento de Alcohol, Tabaco y Armas de Fuego de USA define al ron como un
destilado alcohólico proveniente de la fermentación del jugo o sirope de la caña de azúcar,
melazas u otros productos derivados de la caña de azúcar; producido a no menos de 95 °GL de tal
forma que posea el sabor, aroma y características atribuidas generalmente al ron. El destilado es
envasado a 40 °GL mínimo y también incluye mezclas de dichos destilados únicamente. En
Venezuela el ron se define como un alcohol proveniente de caña de azúcar o cereales, envejecido
por lo menos por dos años.
La fuente de la melaza puede tener una gran influencia sobre la calidad aromática del producto
final. Esto se ha demostrado en estudios sobre la obtención de rones a partir de melazas de
remolacha, los cuales demostraron que no es posible obtener las mismas características
aromáticas que se consiguen en el ron producido con melazas de caña de azúcar. Asimismo, se ha
reportado que melazas con bajas viscosidades, alto contenido total de azúcar, nitrógeno, fósforo y
23
bajo contenido de gomas y ceniza, son preferibles para la producción de rones con sabores u
olores deseables (8).
El método de destilación usado tiene un efecto considerable en la naturaleza del ron producido.
Los rones pesados generalmente son producidos en destilaciones tipo Batch (por
carga/discontinua), mientras los rones ligeros son normalmente producidos en sistemas de
destilación continua (en un sistema de columnas parecido al utilizado para producir whisky).
Debido a que el presente trabajo trata el análisis de los sistemas de destilación continua, en lo
siguiente se apartará el tema de destilación discontinua. Cuando se quiere producir un ron ligero
o con menos sabor, se utiliza un sistema de destilación extractiva y una columna rectificadora,
como el mostrado en la Figura 2.9 (8).
CAPÍTULO 3
MÉTODOS DE DISEÑO PARA COLUMNAS DE DESTILACIÓN
En el presente capítulo se estudiarán los balances de masa en una columna y los métodos para
diseñar las columnas de destilación, entre los que se encuentran: McCabe & Thiele, Ponchon
Savarit, Underwood, Hengstebeck, y los más complejos que utilizan el llamado algoritmo de
matriz tridiagonal, tales como el método del punto de burbuja (BP) y el método de la suma de
velocidades (BR) (11, 12). Para la realización del trabajo, se programaron los métodos McCabe &
Thiele, Underwood y Hengstebeck.
3.1. Método McCabe & Thiele
La técnica gráfica frecuentemente usada en la industria de destilación es la del diagrama y-x de
McCabe & Thiele. Otro método gráfico común reportado en la literatura es el diagrama H-x de
Ponchon Savarit, pero es más difícil de visualizar, ya que necesita datos detallados de las
entalpías de los componentes y no puede ser extendido para el análisis a mezclas
multicomponentes (1). El método de McCabe & Thiele, proporciona estimaciones satisfactorias
sin necesidad de datos detallados de entalpías, siempre y cuando las variaciones de calor entre
plato y plato no sean muy grandes. Su adecuación, como aproximación, depende de que las líneas
de operación sobre el diagrama y-x puedan considerarse rectas para cada sección de un
fraccionador. Al graficar la curva de equilibrio y-x, generalmente se supone que la presión es
constante en la torre. Si es necesario, se puede permitir la variación de la presión de plato a plato
después de determinar el número de platos teóricos, pero esto requiere de un procedimiento de
prueba y error. Las suposiciones requeridas para aplicar la técnica de McCabe & Thiele son (1, 2):
1. Una alimentación binaria (etanol-agua)
2. Mezcla líquido-vapor ideal (implica que las especies presentes no son muy distintas
entre sí y que se trabaja a presiones relativamente bajas).
25
3. Flujo Molar Constante.
4. La separación de los componentes se lleva a cabo en un proceso isobárico.
5. La alimentación se mezcla primero con los fluidos en el plato de alimentación antes
de que ocurra cualquier separación.
6. En el diseño se supone que la alimentación es introducida en el plato óptimo de
alimentación.
7. No hay pérdidas significativas de calor al ambiente o los calores de solución son
extraordinariamente grandes.
3.1.1. Balances de masa en el sistema
En la Figura 2.7 se muestra el diagrama general de una columna sencilla de destilación con una
alimentación y dos salidas (tope y fondo). La columna se “divide” en dos zonas distintas: la de
rectificación y agotamiento. El balance de masa en la zona de rectificación se muestra en las
ecuaciones (3.1) y (3.2).
donde:
V=D+L
3.1
yn+1 ·V = xD ·D + xn ·L
3.2
V, L: flujo de vapor y líquido, respectivamente, dentro de la columna.
D:
corriente de extracción del tope de la columna.
yn+1: composición del componente volátil en el vapor y en la etapa n+1.
xD:
composición del componente volátil en la salida de destilado.
xn :
composición en el líquido del componente volátil en la etapa n.
Asimismo, el balance de masa realizado en la zona de agotamiento se muestra en las ecuaciones
(3.3) y (3.4).
L' = B + V'
x'n-1 · L' = xB ·B + y'n · V'
donde:
V’, L’: flujo de vapor y líquido, respectivamente, dentro de la columna.
B:
corriente de extracción del fondo de la columna.
x'n+1:
composición en el líquido del componente volátil en la etapa n-1.
3.3
3.4
26
y'n:
composición del componente volátil en el vapor en la etapa n.
A partir de la aproximación de que los calores molares de vaporización son similares, para la
mayoría de las destilaciones, los flujos molares de vapor y de líquido son prácticamente
constantes en cada una de las secciones de la columna. De esta forma, cada mol del componente
menos volátil que condensa a medida que asciende por la columna, proporciona la energía
requerida para vaporizar 1 mol del componente más volátil
(2)
. El significado de flujo molar
constante se expresa en las ecuaciones (3.5) y (3.6).
donde:
L = L1 = L2 = … = Ln = L'
3.5
V = V1 = V2 = … = Vn = V'
3.6
L1, L2, Ln:
flujo de líquido en las etapas 1, 2, …, n.
V1, V2, Vn:
flujo de vapor en las etapas 1, 2, …, n.
Si ciertamente se supone flujo molar constante dentro de la columna, entonces las líneas de
equilibrio, obtenidas a partir de las Ecs. (3.2) y (3.4), son consideradas totalmente rectas. Las
líneas de equilibrio se expresan por las ecuaciones (3.7) y (3.8) para las zonas de enriquecimiento
y agotamiento, respectivamente.
L
D
· xn + · xD
G
G
3.7
L'
B
· x n -1 ·x
G'
G' B
3.8
yn+1 =
yn =
Debido a que la relación de reflujo en el tope de la columna es igual a L/D y el flujo de vapor V
de la columna al condensador es igual a D•(R+1), entonces de la Ec. (3.7) se deriva la expresión
(3.9).
yn+1 =
donde:
R:
R
1
· xn +
· x
R+1
R+1 D
3.9
relación de reflujo en el tope de la columna.
Considérese ahora la sección intermedia de la columna alrededor del plato de alimentación. Las
corrientes de líquido y vapor cambian abruptamente en esta etapa, puesto que la mezcla de la
alimentación puede constar de líquido, vapor o una mezcla de ambos (2). Para tener una relación
general, se hace un balance de masa y energía en el plato de alimentación y se obtiene la
Ec. (3.10).
27
L' - L HG - HF
q = = F
HG - HL
3.10
donde q es el calor necesario para convertir un mol de la mezcla de la alimentación de su
condición de líquido saturado hasta un vapor saturado, dividido por el calor latente molar. Los
valores típicos de q y sus implicaciones se muestran en la Tabla 3.1.
Tabla 3.1. Condición térmica asociada a distintos rangos de q
Valor
Condición Térmica
q<0
Vapor Sobre Calentado
q=0
Vapor Saturado
0 < q < 1 Mezcla Liquido Vapor
q=1
Liquido Saturado
q>1
Liquido Sub Enfriado
Si se realiza un balance de masa sobre la zona de alimentación, se obtiene la ecuación (3.11).
yf = donde:
zf
q
· xf - q-1
q-1
3.11
zf :
composición del componente liviano en la alimentación.
yf, xf :
composición del vapor y líquido del componente liviano en equilibrio
que salen del plato de alimentación, respectivamente.
En la Figura 3.1 se muestra gráficamente las diferentes pendientes que adquiere la recta de
alimentación en función del valor de q.
Composición molar en el vapor
1,0
q=1
0,8
0<q<1
q>1
0,6
0,4
Recta de equilibrio
zona rectificación
q=0
q<0
Rectas de equilibrio
zona agotamiento
0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
Composición molar en el líquido
Figura 3.1. Influencia de q sobre el punto de intersección entre las rectas de equilibrio en las
zonas de agotamiento y enriquecimiento (2)
28
3.1.2. Relación de reflujo total y reflujo mínimo (1, 2)
Al aumentar la relación de reflujo, L/D, la relación L/V aumenta también, hasta que el reflujo
tienda al infinito: L/V = 1. Asimismo, al aumentar la relación de reflujo, las líneas de operación
de las dos secciones de la columna se alejan más de la curva de equilibrio hasta coincidir con la
diagonal a 45°, tal como se observa en la Figura 3.2(a). En la práctica, la condición se logra
retornando todo el producto de destilado a la columna y rehirviendo todo el producto residual;
por ello, el flujo de alimentación fresca debe reducirse a cero.
Como punto negativo, al incrementar el reflujo se requerirá más energía para los
intercambiadores. Pero como aspecto positivo, a medida que las rectas de operación se alejan más
de la curva de equilibrio, el número de platos teóricos de equilibrio necesarios para obtener la
separación será menor, es decir, en condiciones de reflujo total el número de etapas es mínimo.
La relación de reflujo mínimo es la relación para la cual se requiere un número infinito de
platos; se refiere al mínimo de energía en el rehervidor y a la mínima capacidad de enfriamiento
del condensador con respecto a la separación. Al decrecer la relación de reflujo, la pendiente de
la línea de enriquecimiento disminuye también, al tiempo que aumenta el número de platos
1,0
Composición molar en el vapor
Composición molar en el vapor
teóricos.
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0,2 0,4
0,6 0,8 1,0
Composición molar en el líquido
(a)
1,0
0,8
0,6
0,4
Rmin
R=3
R=5
Rtotal = ∞
0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
Composición molar en el líquido
(b)
Figura 3.2. Relación de reflujo total y reflujo mínimo (2)
Gráficamente, el reflujo mínimo se halla al unir el punto de intersección entre la curva de
equilibrio y la recta de alimentación con la recta de equilibrio de la zona de enriquecimiento. El
corte de la recta de enriquecimiento con el eje y tiene el valor de xD / (Rmin+1). Con el dato de la
pureza del componente liviano en la extracción del tope, se tiene entonces el valor del reflujo
mínimo.
29
Las condiciones de reflujo mínimo no son condiciones operables ya que se requiere un número
infinito de platos (físicamente imposible), pero cuando la columna está sobredimensionada y
tiene un exceso de platos, las condiciones de operación se pueden acercar a las de reflujo mínimo.
3.1.3. Relación de reflujo óptimo de operación
La relación de reflujo óptima puede ser representada por la Figura 3.3, donde se aprecia que
Composición molar en el vapor
cualquier relación de reflujo entre el mínimo y el infinito proporcionará la separación deseada.
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0,2 0,4
0,6 0,8 1,0
Composición molar en el líquido
Figura 3.3. Relación de reflujo óptima de operación (2)
La determinación del número de platos a distintos valores de R, junto a los valores limitantes de
Nmin y Rmin, permitirá graficar una curva, para la mayoría de los fines, como la que se muestra en
N° de etapas teóricas
la Figura 3.4.
Nmin
Rmin
Relación de Reflujo
Figura 3.4. Relación entre el reflujo y las etapas (2)
La relación de reflujo que debe utilizarse para un diseño debe ser la óptima, para la cual el costo
de operación sea el mínimo (ver Figura 3.5). Para la relación de reflujo mínimo, la columna
30
requiere un número infinito de platos, en consecuencia, el costo fijo es infinito pero los costos de
operación son mínimos. Al ir aumentando el reflujo, el número de platos decrece pero el diámetro
de la columna aumenta debido a la mayor cantidad de líquido y vapor recirculados en el equipo;
por lo tanto, a reflujo total los costos fijos disminuyen hasta un mínimo y crecen nuevamente
hasta infinito. Los requerimientos de calor y enfriamiento aumentan casi directamente con la
relación de reflujo, como se muestra. Por lo tanto, el costo total, que es la suma del costo de
operación y el costo fijo, debe pasar por un mínimo en la relación de reflujo óptimo. Con
frecuencia, pero no siempre, esto sucederá en una relación de reflujo cercana al valor mínimo de
1,2 – 1,5 Rmín (2).
Costo ($/año)
Costo
total
Costos de
operación
Róptima
Rmin
Costos fijos
Relación de Reflujo
Figura 3.5. Relación de reflujo vs. costos (2)
3.2. Método Underwood Riguroso
Esta técnica ha probado ser satisfactoria para muchas aplicaciones químicas y de hidrocarburos
al evaluar sistemas de componentes claves cercanos, suponiendo volatilidad y flujo molar
constante (13).
3.2.1. Componentes claves
Para la técnica de Underwood, es conveniente ordenar los componentes de la alimentación de
acuerdo a su volatilidad relativa. Con frecuencia habrá un componente, el componente clave
liviano (CL), que estará presente en el residuo en cantidades importantes, mientras los más
ligeros que el clave liviano se encontrarán en cantidades casi nulas. Si todos los componentes
tienen concentraciones importantes en el residuo, entonces el más volátil se define como el clave
liviano. En forma similar, en el destilado habrá una cantidad importante de un componente, el
31
componente clave pesado (CP), mientras los componentes más pesados están presentes sólo en
pequeñas cantidades, casi nulas. Si en el destilado hay concentraciones importantes de todos los
componentes, entonces el menos volátil es el clave pesado (2).
La dificultad de la separación está determinada por las concentraciones de los componentes
claves en los productos, por lo que es importante establecer cuáles son los componentes claves.
Las volatilidades relativas (α) siempre se pueden especificar con respecto al clave pesado, como
se indica en la ecuación (3.12) (1).
αj = Psat
j
Psat
CP
3.12
donde Psatj representa la presión de saturación de cualquier componente y PsatCP la del
componente clave pesado. De la Ec. (3.12), la volatilidad relativa del clave pesado será 1.
Asimismo, el α de los componentes más livianos será mayor a la unidad mientras los más
pesados tendrán un α menor que la unidad (3).
En resumen, los componentes claves tienen presencia significa en ambas extracciones, los
componentes no claves livianos terminan casi exclusivamente en el tope de la columna y los no
claves pesados en el fondo. En muchas separaciones, hay componentes cuyas volatilidades
relativas están entre las de los claves livianos y pesados, los cuales se les llama componentes
distribuidos o “sándwiches”, los cuales se dividen entre el producto de la salida de tope y el del
fondo (1).
3.2.2. Relación de reflujo mínimo
Al igual que para la técnica de McCabe & Thiele, a reflujo mínimo se requiere un número
infinito de platos para separar los componentes claves. Con un número infinito de platos, es
posible excluir del destilado todos los componentes más pesados que el clave pesado y del
residuo todos los componentes más ligeros que el clave liviano (1).
Debido a la posibilidad de excluir componentes de los productos, los cálculos de la relación de
reflujo mínimo ayudan a decidir cuáles son los componentes claves. Para hacer un estimado
inicial de distribución de los componentes en la condición de Rmin se puede usar la ecuación de
Shiras, la cual se define con la ecuación (3.13) (2).
32
Di
αi -1 · DCL
αCL -αi · DCP
= di = +
Fi
αCL -1 · FCL
αCL -1 · FCP
donde:
Di, Fi:
3.13
son los flujos del componente i en el destilado y la alimentación,
respectivamente.
DCL, FCL:
son los flujos del componente clave liviano en el destilado y
la alimentación, respectivamente.
DCP, FCP:
son los flujos del componente clave pesado en el destilado y
la alimentación, respectivamente.
Además, sí:
0,01
Se dice que el componente i no distribuye.
1,01
0,01
0,99
Se dice que el componente i distribuye.
La expresión de Shiras que sirve para el cálculo de Rmin se presenta en la ecuación 3.14 (2).
Lmin DCL ⁄FCL =
F
donde:
· DCP ⁄FCP
CL -1
CL
3.14
Lmin: es el flujo de retorno a la columna en condiciones de reflujo mínimo.
El método de Underwood utiliza αi promedio constantes y supone L/V constante (flujo molar
constante). Se pueden resolver las ecuaciones (3.15) y (3.16) (2).
N=N° de Comp
i=1
αi ·Fi
= F· 1 - q
αi -φ
N=N° de Comp en el dest.
i=1
donde:
αi ·Di
= D· Rmin -1 =Gmin
αi -φ
3.15
3.16
φ:
son las raíces de la ecuación.
Gmin:
es el vapor que asciende de la columna al condensador en
condiciones de reflujo mínimo.
La primera de estas ecuaciones se escribe para todos los componentes i y se resuelven para
hallar la incógnita φ. Se requiere calcular un valor más de la raíz φ que el número de los
componentes. Entonces, se escribe la ecuación (3.16) para cada valor de φ obtenido, incluyendo
33
el clave pesado y clave liviano. Estas se resuelven simultáneamente para Rmin y las incógnitas Di.
Si resulta que los valores de Di son negativos o mayores a lo alimentado a la columna (Fi) el
componente i no distribuirá y los componentes claves se habrán escogido en forma incorrecta.
Además, si el valor resultado de Rmin es algo no lógico (muy grande), los componentes claves
deberán ser elegidos nuevamente (2).
3.2.3. Relación de Fenske, Shiras, Eduljee y reflujo total
La ecuación (3.17) define la relación de Fenske, la cual se puede aplicar a los componentes
claves para determinar el número de platos mínimos necesarios para lograr la separación de los
componentes (2).
ln
Nmin +1=
DCL
B
· CP
DCP
BCL
ln αCL
3.17
donde Nmin+1 es el número total de etapas teóricas (incluyendo al rehervidor y a un condensador
parcial, si lo hay). La ecuación (3.18) se puede aplicar para determinar la distribución de los otros
componentes en el reflujo total. Siempre se obtiene un valor comprendido entre 0 y 1 y para los
claves no se calcula (2).
Di
DCP · αNmin
=
Fi B · 1+ DCP αNmin
CP
BCP
3.18
Para determinar el número de etapas teóricas totales se platea la correlación de Eduljee
mediante la ecuación (3.19) (2).
N-Nmin
R-Rmin
= 0,75· 1N+1
R+1
donde:
0,57
3.19
N: es el número de etapas teóricas totales.
Finalmente, para hallar el plato de alimentación óptimo se plantea el uso de la correlación de
Kirkbride por medio de la ecuación (3.20)
(1)
.Con la relación N = NE + NA, se puede hallar
finalmente el número del plato de alimentación (NF = NE).
B·zCP xCL,B
NE
·
log = 0,206· log
NA
D·zCL xCP,D
2
3.20
34
donde:
NE: número de etapas en la zona de enriquecimiento.
NA: número de etapas den la zona de agotamiento.
La distribución de los componentes en condiciones de reflujo total se halla por medio de la
ecuación (3.21) (2).
Di = donde:
Fi ·RDW ·
1+RDW ·
Nmin
i
Nmin
i
3.21
Di, Fi: destilado y alimentación del componente i.
RDW = DCP/BCP
3.3. Método de diseño Hengstebeck
El procedimiento de Hengstebeck extiende los diagramas de equilibrio y-x a la destilación
multicomponentes. Un proceso de destilación entre varios componentes es tratado como una
separación binaria entre los componentes claves. Flujos y composiciones son basados en los dos
componentes claves solamente, como se muestra desde la ecuación (3.22) hasta la (3.25) (1, 14).
donde:
xe,CL =
xCL
xCL +xCP
3.22
ye,CL =
yCL
yCL +yCP
3.23
Le =L· xCL +xCP
3.24
Ve =V· yCL +yCP
3.25
xe,CL, ye,CL:
son las composiciones equivalentes del componente clave liviano.
Le, Ve:
son los flujos equivalentes de líquido y vapor por la columna,
respectivamente.
3.3.1. Composiciones limitantes
Para poder aplicar las ecuaciones anteriores, deben ser determinadas las composiciones
limitantes de los componentes no claves. La estimación de la composición limitante se basa en la
aproximación de Jenny
(15)
. El valor de constante de equilibrio del componente clave liviano
35
(KCL) es igual a L’/V’ en la zona de agotamiento de las composiciones de los no claves pesados.
Similarmente, la constante de equilibrio del componente clave pesado es igual a L/V en la zona de
enriquecimiento de flujo molar constante de las composiciones de los no claves livianos.
Entonces, basándose en esta aproximación, las composiciones limitantes de cada componente no
clave se determina por las ecuaciones (3.26) a (3.29) (1, 14).
xNCP,lim =
xNCP,B · B⁄L'
1 - KNCP ⁄KCL
xNCL,lim =
yNCP,lim =
yNCL,lim =
donde:
xnCP,lim, ynCP,lim:
yNCL,D · D⁄L
KNCL ⁄KCP - 1
yNCP,B · B⁄V'
KCL ⁄KNCP - 1
yNCL,D · D⁄V
1 - KCP ⁄KNCL
3.26
3.27
3.28
3.29
es la composición limitante en el líquido y el vapor, de los
componentes no claves pesados.
xnCL,lim, ynCL,lim:
es la composición limitante en el líquido y el vapor, de los
componentes no claves livianos.
Para la sección de rectificación, se supone que las composiciones de los componentes no claves
livianos están a sus respectivas composiciones limitantes y no se encuentran componentes no
claves pesados. Igualmente, para la zona de agotamiento, se supone que los componentes no
claves pesados se encuentran a sus respectivas composiciones limitantes y los componentes no
claves livianos están ausentes. En resumen, las expresiones necesarias para el método de diseño
de Hengstebeck en la zona de enriquecimiento son las ecuaciones (3.30) a (3.33) (1, 14).
xe,CL =
xCL
1- ∑ xNCL,lim
ye,CL =
yCL
1- ∑ yNCL,lim
Le =L· 1-
xNCL,lim
Ve =V· 1-
yNCL,lim
3.30
3.31
3.32
3.33
36
Similarmente, para el flujo molar de los componentes no claves en la zona de agotamiento se
tienen las ecuaciones (3.34) a (3.37) (1, 14).
xe,CL =
xCL
1- ∑ xNCP,lim
3.34
ye,CL =
yCL
1- ∑ yNCP,lim
3.35
L'e =L· 1-
xNCP,lim
V'e =V· 1-
yNCP,lim
3.36
3.37
El procedimiento de construcción del diagrama de Hengstebeck es similar al método de
McCabe & Thiele. Los puntos finales se hallan de las ecuaciones (3.22) y (3.23); las pendientes
de las rectas de equilibrio en cada zona de la columna se hallan con las ecuaciones (3.32), (3.33),
(3.36) y (3.37). A continuación, en la Figura 3.6 se muestra un esquema del diagrama de
Composición equivalente del CL
en el vapor
Hengstebeck utilizando como se dijo un diagrama y-x para la evaluación.
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0
Xe,B
Ze
Xe,D
0,2 0,4
0,6 0,8 1,0
Composición equivalente del CL
en el líquido
Figura 3.6. Diagrama de Hengstebeck (14)
3.4. Diseño hidráulico de columnas de destilación
Otro de los objetivos del diseño es establecer las dimensiones de las columnas de destilación.
Ya que todo el trabajo de destilación se “hace” en los platos, la columna es en realidad el
contenedor o envoltorio de la actividad que se maneja en los platos entre vapores y líquidos. Por
37
esta razón, el dimensionamiento de la columna se hace para determinar la superficie necesaria en
los platos o bandejas para lograr una interacción apropiada y un flujo adecuado de vapores y
líquidos. Una vez que se ha determinado el número de etapas en el equilibrio o platos teóricos
requeridos, el problema principal en el diseño de la torre es escoger las dimensiones y arreglos
que representarán la mejor combinación de varias tendencias opuestas; en efecto, por lo general
las condiciones que llevan a elevadas eficiencias de platos también conducen finalmente a
dificultades en la operación (2).
Para que la eficiencia de las etapas sea elevada, el tiempo de contacto entre el vapor y el líquido
debe ser alto. Con el fin de que esto suceda, la piscina líquida sobre cada plato debe ser profunda,
de tal modo que las burbujas de gas tarden un tiempo relativamente largo para ascender a través
del líquido. Cuando el gas burbujea lentamente a través de los orificios en el plato, el líquido está
relativamente tranquilo y gran parte del mismo puede pasar sobre el plato sin siquiera haberse
puesto en contacto con el gas. Por el contrario, cuando la velocidad del gas es elevada, se
dispersa totalmente en el líquido. De esta manera, la velocidad del gas puede limitarse por la
reducción de la eficiencia del plato (2).
Sin embargo, la velocidad del gas tiene otras tendencias, las cuales puede resumirse como
sigue. La elevada profundidad del líquido en el plato provoca una alta caída de presión por plato.
Normalmente, se considera una caída de presión por plato de 0,1 psi (6,8 kPa). Las velocidades
elevadas del gas dentro de límites razonables pueden ocasionar excesiva entrada del líquido al
gas y una caída alta de presión. Asimismo, si es muy baja la velocidad del gas, parte del líquido
descenderá a través de los orificios del plato (lloriqueo) (2).
3.4.1. Espaciamiento entre platos (2)
Generalmente, el espaciamiento entre platos se escoge con base en la facilidad para la
construcción, mantenimiento y costo; posteriormente, se verifica para evitar cualquier inundación
y arrastre excesivo del líquido en el gas. Para casos especiales en que la altura de la torre es de
importancia, se han usado espaciamientos de 6 plg (0,15 m.). Para todos los diámetros, excepto
para los diámetros más pequeños, parece que 20 plg (0,51 m) es un mínimo aceptable desde el
punto de vista de la limpieza de platos. En el Apéndice B se muestra un resumen de valores
recomendados.
38
3.4.2. Derramaderos (2)
La profundidad del líquido sobre el plato se mantiene mediante un derramadero, que puede ser
o no una continuación del plato de descenso. Con el fin de asegurar una distribución
razonablemente uniforme del flujo del líquido en un plato de un paso, se utiliza un diámetro de
derramadero de 60 a 80 % del diámetro de la torre. En el Apéndice B se muestra un resumen de
valores recomendados.
3.4.3. Diámetro de la torre (2, 8)
El diámetro de la torre y, en consecuencia, su área transversal debe ser lo suficientemente
grande para manejar el flujo de gas y del líquido dentro de lo requerido. En ocasiones, el
diámetro final utilizado en la construcción de una columna es de acuerdo a un compromiso entre
los costos de construcción y las dimensiones teóricas de la misma.
Con respecto a un tipo dado de plato en la inundación, la velocidad superficial del gas está
relacionada con las densidades del fluido mediante la ecuación (3.38).
vf (pie/s)=Cf ·
donde:
ρL -ρV
ρV
3.38
ρL, ρV: densidad del líquido y vapor, respectivamente (lb/pie3).
Cf :
factor de carga del vapor (pie/s).
La área transversal neta, An, es la sección transversal de la torre, At, menos el área tomada en las
tuberías de descenso, Ader. Para el diseño, el valor de la velocidad de vapor (v) para mezclas que
no forman espumas es de 80-85% de vf (75 % o menos para líquidos que hacen espuma). Con el
flujo másico del gas y v (ecuación (3.39)), se puede obtener el área neta de la columna de
destilación y con ello, el diámetro de la misma.
An =
QG
v
3.39
3.4.4. Constante de inundación Cf
El factor Cf (carga de vapor) es un valor determinado empíricamente que depende
fundamentalmente de las características de los fluidos, la estabilidad de la espuma, la tensión
39
superficial a las condiciones de operación del sistema, el tipo de plato y el espaciamiento entre
los mismos. El factor Cf puede ser definido como un término para el ajuste de la velocidad de
vapor permisible por la columna en condiciones de inundación. El valor de la constante se define
mediante la Ec. (3.40).
σ
Cf = 0,020
donde:
0,2
· α· log
1
L'⁄V ' · ρG ⁄ρL
0,5
+β
3.40
σ: Tensión superficial (dina/cm2)•10-3.
α, β: constantes características que dependen del espaciamiento entre platos
ρG, ρL: densidad del vapor y del líquido, respectivamente (lb/pie3).
L’, V’: Flujo de líquido y vapor en la zona de agotamiento (lb/min).
Cuando la tensión superficial está dada en dina/cm2•10-3, las constantes α, β se calculan con las
ecuaciones (3.41) y (3.42), donde t se refiere al espaciamiento entre los platos (pies)
α = 0,0062·t + 0,0385
(3.41)
β = 0,00253·t + 0,050
(3.42)
CAPÍTULO 4
DESCRIPCIÓN DEL PROCESO
A continuación se presenta una descripción del proceso productivo, desde la fermentación de la
materia prima hasta el envasado final del producto.
4.1. Materia prima (6)
El proceso de producción se inicia con la recepción de las siguientes materias primas:
1. Melaza: sustancia con gran contenido de carbohidratos, cuya fermentación da como origen
alcohol de melaza. La melaza es comprada a distintos centrales azucareros de la región (Río
Turbio, Portuguesa, La Pastora, Central Santa Elena y otros). Se traslada a través de
camiones cisternas y es almacenado en el patio de tanques subterráneos.
2. Maíz: es una fuente amplia de almidón, éste es capaz de hidrolizarse por acción de amilazas
y degradarse a carbohidratos capaces de fermentar durante los procesos que dan origen al
whisky y la ginebra. Se almacena en dos silos de 50000 kg de capacidad cada uno.
3. Cebada: materia prima importada, se emplea en la elaboración de whisky y otros productos.
Viene en dos presentaciones, ahumada y no ahumada.
4. Levaduras: son las responsables del proceso de fermentación; a través de un proceso de
respiración anaeróbico en donde se descomponen los carbohidratos en alcohol y dióxido de
carbono. Son suministradas por Pandock de Venezuela (levadura Levapan) y por el
laboratorio de producción de levaduras de DUSA, en donde se encuentran cepas puras de
levaduras importadas de varios países principalmente de Canadá, Estados Unidos y Brasil.
5. Arroz: se compra a los agricultores directamente o a la corporación de Mercadeo Agrícola, a
la cual se le alquila un silo, cuando es necesario.
6. Blend: concentrados para el whisky, brandy y ginebras importados desde: Francia, Escocia y
España.
7. Vegetales y extractos: utilizados en la preparación de concentrados de ginebra y licores,
tales como raíces de angélica, conchas de naranja y toronja secas, hojas de menta,
caramelina.
4.2. Fermentación (6)
Durante el proceso de fermentación de cualquier materia prima, se lleva un estricto seguimiento
y control del desarrollo del proceso a través de los parámetros de brix, pH y temperatura.
Igualmente, se lleva un estricto control de las levaduras (contaje celular, viabilidad y
contaminación) a fin de garantizar su actividad y esterilidad.
4.2.1. Fermentación de melaza
La melaza, es bombeada al edificio de Fermentación desde los tanques subterráneos, y una vez
pesada en las Romanas, es enviada a los tanques fermentadores, previamente diluida con agua
para obtener una concentración de azúcar óptima (° brix) para el proceso de fermentación. En el
fermentador se le adiciona una sal amoniacal, ácido sulfúrico y un cultivo puro de levadura.
Al agregar el cultivo de levadura, de inmediato se inicia el proceso de fermentación, en el cual
los azucares contenidos en la materia prima son transformados en alcohol por la acción de las
levaduras en un proceso exotérmico. La fermentación tiene una duración aproximada de 18 horas.
Finalizado este período, se obtiene un líquido denominado mosto fermentado, con un contenido
variable de alcohol (entre 5 y 9 °GL).
4.2.2. Fermentación de cereales
El primer paso del proceso es la selección de materia prima, maíz y/o arroz; el segundo es la
transformación en azúcar del almidón contenido en los cereales, para lo cual éstos son
transformados en harina al someterse a un molino de martillos y luego se mezcla con agua y
enzimas en unos cocinadores, a fin de solubilizar el almidón; el tercer paso es la transformación
del azúcar contenido en el cocimiento por acción de las levaduras, con el proceso de
fermentación. Al cabo de 48 horas, se obtiene un mosto fermentado de 8°GL. El alcohol
producido a partir de la fermentación de cereales es utilizado para la producción de whisky.
42
4.2.3. Congéneres producidos durante la fermentación
El alcohol etílico es el producto principal de la reacción ocurrida durante la fermentación de la
materia prima utilizada en la planta (ya sea cereales o melaza). Sin embargo, por reacciones
paralelas a la principal, en el mosto se consiguen otros elementos alcohólicos en menor
proporción, los cuales se denominan congéneres.
En la industria de producción de bebidas alcohólicas, es fundamental conocer la composición
de los elementos ingresados a los equipos de destilación, ya que cada uno otorga al producto final
una característica organoléptica especial. En el Apéndice C, se define una lista de los congéneres
producidos durante la fermentación y sus principales características (fórmula molecular,
temperatura de ebullición, peso molecular, densidad y descripción organoléptica).
4.3. Destilación
A continuación se presenta una breve descripción del proceso llevado a cabo en el edificio de
destilería de la empresa.
4.3.1. Destilación continua
En un sistema continuo, el mosto fermentado (de 5 a 9 °GL) es alimentado a las columnas de
destilación conocidas con el nombre de Vinazas o Destrozadoras. De este primer procesamiento,
del tope de la columna se obtiene un destilado (low wine) de 56 - 90 °GL y por la base se retira la
materia no deseada con un grado alcohólico casi nulo (llamada vinazas), la cual se conduce a la
planta de tratamiento. El low wine es almacenado en tanques receptores y luego es tratado en los
diferentes sistemas de destilación continua que cuenta la planta (Aldehídos, Rectificadoras y
Desmetilizadoras). Finalmente, de acuerdo al sistema utilizado, se obtienen alcoholes que
producen sensaciones organolépticas diferentes. A continuación, se explica el proceso de
destilación realizado en la planta (ver Figura 2.9).
El alcohol de bajo grado (56-90°GL) producido en las columnas de Vinazas se diluye con agua
caliente proveniente de la base de la columna Rectificadora y se alimenta a la columna Aldehídos
(de destilación extractiva), que tiene la función de extraer por el tope la mayoría de los
congéneres livianos (aldehídos, ésteres, etc.) que destilan a puntos de ebullición más bajos que el
alcohol. La fracción más liviana que el etanol, se denomina “Cabezas” y es almacenado en un
43
tanque específico. El producto de fondo en esta columna (constituido por etanol y congéneres
pesados) se alimenta continuamente a las columnas Rectificadoras.
Las columnas de rectificación tienen en la zona media, sobre el plato de alimentación, dos
extracciones conocidas como “Ésteres” y “Aceites”, por donde se eliminan las fracciones pesadas
denominadas “Colas” (isobutanol, propanol, alcohol isoamílico, etc.). Las “Colas” son mezcladas
con las fracciones de “Cabezas” en un tanque y se forma el producto para redestilar conocido
como “Colas de Cabeza”. Del tope de la columna de rectificación se extraen las trazas de
compuestos livianos que no se pudieron eliminar en la columna Aldehídos y en los últimos platos
de la columna, se encuentra una flauta de extracciones para obtener el alcohol etílico a un grado
máximo de 96°GL. Como se mencionó anteriormente, del fondo de la columna Rectificadora se
obtiene agua que sirve para diluir la alimentación de la columna Aldehídos. El proceso de
redestilación de la fracción de “Colas de Cabezas” es realizado hasta tres veces y luego los
alcoholes pesados se utilizan como combustible en las calderas de vapor. Si se desea purificar
más aún el producto rico en alcohol etílico, la fracción se trata en una columna Desmetilizadora,
similar a la columna Aldehídos.
Tal como se mencionó anteriormente, entre las columnas que operan en la destilería continua,
existen algunas con características especiales de diseño que le imparten al alcohol ciertos
congéneres que definen características organolépticas especiales en el producto. Tal es el caso de
la columna V-200, a la cual se alimenta alcohol de baja graduación para obtener un alcohol
pesado de 80 ºGL tipo HO (ver Tabla 4.5). Con el mismo objetivo, la columna AR-500 permite
obtener un alcohol de 96 °GL, semipesado tipo BW (ver Tabla 4.5). A continuación, se presentan
un resumen de las columnas empleadas en la empresa.
Tabla 4.1. Columnas de empleadas en DUSA
Nombre
Vinazas
Aldehídos
Rectificadoras
Desmetilizadoras
V100
A100
R100
D100
V200
A300
R300
D300
V300
A400
R400
D900
Código
V400
V500
A500
A600
R500
R600
V600
A800
R700
A900
R800
R900
4.3.1.1 Datos operativos y de mantenimiento de las columnas de vinazas
A continuación, se muestra la información recolectada acerca de los datos operativos y de
mantenimiento de las columnas vinazas.
44
A. Datos operativos
En la empresa DUSA existen cinco columnas de vinazas utilizadas para destilar el mosto
fermentado (la columna V-200 tiene el objetivo de producir un alcohol pesado tipo HO). A
continuación, en la Tabla 4.2, se presentan las características de la columna V-100. La
descripción de las demás columnas de vinazas se encuentra en el Apéndice D.
Tabla 4.2. Descripción de la columna V-100
Cuerpo
Plato
Descripción
1
1
Reflujo
2
2
Campana
3
3
Campana
4
4
5
5
Sieve
6
6
Sieve
7
7
Sieve
8
8
Sieve
9
9
Sieve
10
10
Sieve
11
11
Sieve
12
12
Sieve
13
13
Sieve
14
14
Sieve
15
15
Sieve
16
16
Sieve
17
17
Sieve
18
18
Sieve
19
-
Alimentación
Tipo de Bandeja
Campana
Sieve
Calderín
(vapor vivo)
B. Datos de mantenimiento
La información recolectada trata sobre los intercambiadores de calor (Apéndice E) y la
descripción de los platos (Apéndice F) en las columnas de vinazas trabajando actualmente en la
en la planta de DUSA.
45
4.3.1.2. Descripción de las columnas en el sistema de rectificación
En la Tabla 4.4, se muestran los sistemas de destilación utilizados en la empresa de acuerdo al
producto final deseado. Para la producción de los alcoholes llamados VFW y C/R FW, que
utilizan como materia prima melaza y cereales, respectivamente, se utiliza un arreglo AR
(aldehídos-rectificadora). Para la producción de los alcoholes puros de código VCW y C/R FW, se
necesita un arreglo ARD (aldehídos-rectificadora-desmetilizadora). Finalmente, para obtener el
alcohol pesado BW (Barbet), se tiene el sistema AR-500, el cual está conformado por una
pequeña columna de destilación extractiva y una columna rectificadora con un intercambiador de
calor interno. En el Apéndice G se muestran los esquemas de columnas de acuerdo al producto
deseado.
Tabla 4.3. Arreglos de columnas de destilación de acuerdo al alcohol producto deseado
Código Alcohol Arreglo
Código sistema
VFW (Ron)
100, 300, 400, 600, 700, 800, 900
AR
VCW (Licores)
300 y 900
ARD
C/R FM (Whisky)
100, 300, 400, 600, 700, 800 y 900
AR
C/R FW (Vodka)
300 y 900
ARD
BW (Barbet)
500
AR
A continuación, se muestra la información recolectada acerca de los datos operativos y de
mantenimiento de las columnas que conforman el sistema de rectificación.
A. Datos operativos
En el Apéndice H (disco) se muestran las condiciones típicas de operación de las columnas que
forman parte del sistema de rectificación. Asimismo, la descripción de las columnas se muestra
en el Apéndice D. Finalmente, en el Apéndice F se presenta una descripción de los platos de
campana utilizados en las columnas.
B. Datos de mantenimiento
En los datos de mantenimiento del sistema de columnas de rectificación se agrupa una
descripción general de los intercambiadores de calor ubicados en el tope (Apéndice E) que tienen
en común todas las columnas.
46
4.3.1.3. Mapas del edificio de destilería continua
Como parte del presente trabajo, en el Apéndice I (disco) se muestran los planos del edificio
de destilería realizados en Excel®. En ellos se puede observar la ubicación de los equipos desde
varios puntos de vista: la primera es desde una perspectiva lateral, la segunda es una vista
superior de todas las columnas y en la tercera se pueden observar las columnas de acuerdo al
nivel donde se encuentra en el edificio y la ubicación de sus respectivos deflagmadores y
condensadores.
4.3.2. Destilación discontinua (6)
Los distintos tipos de alcoholes producidos se definen a continuación:
1. Sistema RW: Sistema de destilación tipo Batch, conformado por un receptor cilíndrico y
una columna rectificadora. Se obtienen alcoholes semipesados de 96 °GL.
2. Sistema HO: Sistema de una columna. Se obtienen alcoholes pesados a 80 ºGL, con alto
contenido de congéneres, de mucho sabor y cuerpo.
3. Sistema UQ: Sistema de 3 ollas de cobre. Se obtienen alcoholes pesados de 80 °GL con
alto contenido de congéneres, de sabor y cuerpo más acentuado que el alcohol tipo HO.
La destilación discontinua por carga se lleva a cabo con los siguientes equipos y
procedimientos:
1. Ollas: Son equipos destinados a la destilación de mostos fermentados o alcoholes de baja
graduación. Consta de un primer receptor de cobre, semiesférico-cónico (capacidad de
5 m3) donde se introduce una cierta cantidad de mosto fermentado. En el interior de este
primer envase, existen unos serpentines de cobre conectados a una línea de vapor y a
través de los serpentines se hace circular vapor (413 kPa) y el calentamiento del mosto
fermentado permite la separación de las fracciones más livianas que el agua, incluyendo
el alcohol etílico. Los vapores alcohólicos extraídos de este primer envase, se llevan a
través de tuberías de cobre a dos (2) receptores cilíndricos (también de cobre), conectados
en serie, en los cuales por condensaciones y evaporaciones sucesivas, se producen
vapores con una concentración alcohólica mayor. Finalmente, los vapores alcohólicos
procedentes del último envase cilíndrico, pasan a través de un condensador, obteniéndose
un producto alcohólico con características sensoriales propias y un grado alcohólico de
aproximadamente 60-70 °GL.
47
2. Batch: Es un receptor cilíndrico de cobre (cap. aprox. 45 m3), que se carga con alcohol de
procesos (baja graduación alcohólica: 50-60°GL). Posee también serpentines internos
para el calentamiento con vapor. Este receptor está conectado a través de una tubería de
cobre a una columna de rectificación (R-700), la cual está alojada en el edificio contiguo
de destilería continua. Al pasar vapor por el interior de los serpentines, se produce la
evaporación del alcohol contenido en el Batch; luego estos vapores se llevan a la columna
de rectificación donde se obtiene un producto cuya concentración es de 96% de alcohol
etílico (°GL). Este producto se denomina alcohol semipesado tipo RW.
A continuación en la Tabla 4.5, se muestra una lista con comentarios organolépticos sobre los
alcoholes sin envejecer producidos en los sistemas de destilación.
Tabla 4.4. Comentarios organolépticos de alcoholes sin envejecer producidos en DUSA
Tipo de Alcohol
Comentario
VCW, C/R FW
Olores limpios, neutros. Alcoholes livianos
VFW, C/R FW
Alcohol limpio, ligeramente picante, sin olores extraños
BW
Olores ligeramente frutales y lácticos
RW
Olores frutales, dulces y ligeramente aceitosos
HO
Olores pesados, banana oil y aceitosos
UQ
Olores pesados, dulces y mucho cuerpo
4.4. Embarrilado y Envejecimiento (6)
Después de haber sido aprobados por un estricto control de calidad los alcoholes producidos,
son llenados en barriles de roble blanco. Los barriles usados son hechos de roble blanco
americano, el cual proporciona una madera dura, fuerte y densa y con la porosidad óptima para
evitar excesiva evaporación.
Los barriles usados normalmente para ron y para whisky son obtenidos de USA y Canadá,
donde regulaciones legales establecen que el whisky bourbon debe ser envejecido en barriles
totalmente nuevos, por lo que al usarse una vez, pierden su utilidad.
Una vez que los alcoholes son almacenados en barricas, se transportan en furgones hasta los
almacenes de envejecimiento. Los diferentes barriles utilizados para el almacenamiento aportan
características de olor y sabor diferentes durante el proceso de maduración, por ende la barrica no
es un simple contenedor inerte, sino que es una unidad activa de proceso en la cual se debe llevar
48
a cabo la maduración de los alcoholes en forma predecible, de barril a barril, y adicionalmente
libre de fugas y excesivas pérdidas de evaporación.
Las barricas se almacenan en galpones especiales, en los cuales se colocan en estantes o racks y
se dejan en reposo absoluto durante un lapso de tiempo óptimo, que varía según el tipo de alcohol
producto que se desee.
4.5. Blending o mezclas (6)
Según requerimiento de mezcla de la marca de ron, whisky o licor que será envasada, se harán
los traslados de alcohol desde los correspondientes almacenes hacia el área de fabricación de
bebidas. Dependiendo del producto a elaborar los alcoholes se combinarán, en las proporciones
indicadas en las fórmulas, con los saborizantes, extractos y/o concentrados aprobados, para luego
dejarse reposar por el tiempo que sea establecido. Después del reposo, la mezcla se filtrará para
alcanzar los niveles de claridad especificados.
La mezcla terminada a una temperatura promedio de 29°C se someterá a evaluación por parte
de Control de Calidad, tanto por análisis físico-químico como sensorial, y una vez aprobada se
enviará hacia las líneas de embotellado.
4.6. Envasado y embalaje final (6)
Desde el área de mezclado, el producto aprobado por el laboratorio organoléptico, es
transportado por tuberías al área de envasado. Previo a su uso en envasado, los materiales de
empaque que se utilizan (botellas, etiquetas y cajas) son aprobados por los Controles de Calidad
especializados. En las líneas de envasado, las botellas son sometidas a una limpieza con aire
comprimido, luego se llenan con alcohol, se tapan y se le colocan las etiquetas al final de la línea.
Después de haber pasado estaciones de control, las botellas se colocan en las cajas de cartón que
son codificadas y almacenadas para posterior despacho.
4.7. Principales variables de control en el proceso (6)
Las principales variables de funcionamiento y control de los equipos están centralizadas en las
áreas de fermentación, destilación, control de calidad y planta de tratamiento. En la Tabla 4.6 se
49
muestran las variables de control más importantes por área.
Tabla 4.5. Variables de control en el proceso de producción
Área
Variables de control
Fermentación
Temperatura, brix, pH, flujo, contaje celular y viabilidad de la levadura.
Presión, temperatura, nivel, flujo de alimentación, flujo de salida de producto,
flujo de vapor, flujo de agua de dilución, ºGL del producto.
Producto terminado: Claridad, taninos, pH, densidad, °GL, color, olor, sabor,
apariencia.
Envase: Capacidad, estado físico, alcalinidad.
Cajas, etiquetas y tapas: arte y texto, calidad del cierre y del corte.
Flujo de entrada de vinaza y de aguas negras, pH, temperatura, DQO, sólidos
totales y volátiles, cantidad de sulfuros, AGV/TAC.
Destilería
Gestión de
Calidad
Planta de
tratamiento
Finalmente, en la Figura 4.1 se muestra un esquema del proceso productivo llevado a cabo en la
empresa DUSA.
Mosto
Fermentado
Low wine
Cabezas y Colas
Pre-calentador
Vapor
Colas
Vinaza
Vapor
Producto
Batch-Kettle
Alambique
Producto
Vapor
Producto
Vapor
Figura 4.1. Esquema del proceso productivo de alcoholes en DUSA (16)
CAPÍTULO 5
METODOLOGÍA
En el presente capítulo se plantea la metodología utilizada para alcanzar los objetivos
planteados en el trabajo. En primer lugar, fue necesario realizar un trabajo de investigación sobre
los congéneres que son producidos durante la fermentación (nombres, propiedades, etc.), las
condiciones típicas de operación de las columnas y sus características. En segundo lugar, se
desarrolló una aplicación para los cálculos de diseño de las columnas de destilación, similares a
las instaladas en la empresa, utilizando el programa Microsoft Excel®. Debido a que en la planta
existen tres esquemas distintos de columnas de destilación, se probaron tres métodos diferentes
para el diseño de las mismas: para las columnas de vinazas se utilizó el método gráfico de diseño
McCabe & Thiele, para las de aldehídos y desmetilizadoras el método riguroso Underwood y
para las columnas rectificadoras se usó el método gráfico de diseño Hengstebeck.
La aplicación del programa comienza en una hoja principal que lleva el título de “Inicio”
(Apéndice K). Haciendo click en el ícono localizado en la esquina superior derecha se accede al
índice del software, en el cual el usuario puede navegar por las siguientes opciones:
1. Lista de congéneres producidos durante la fermentación.
2. Columnas de vinazas.
a. Diseño de columnas.
b. Evaluación de columnas.
c. Evaluación de las columnas en la planta.
d. Datos operativos.
e. Datos de mantenimiento.
3. Sistemas de rectificación.
a. Datos operativos.
b. Datos de mantenimiento.
c. Sistemas de rectificación en la planta.
51
d. Diseño y evaluación de columnas de rectificación.
A continuación, una breve explicación de cada punto del índice.
1. Lista de congéneres producidos durante la fermentación: vínculo a un archivo sobre
los alcoholes producidos durante la fermentación. Se consigue una lista resumen de
todos los congéneres obtenidos y sus principales características, tales como: peso
molecular, temperatura de ebullición, fórmula molecular, diferentes nombres con lo
que se les conoce e influencia organoléptica.
2. Columnas de Vinazas: se muestran vínculos a otras hojas relacionadas con este tipo
de columna. A continuación se explica cada apartado:
a. Diseño de columnas: hoja para diseñar una columna de destilación similar a la
de vinazas.
b. Estudio sobre la influencia de la ubicación del plato de alimentación: hoja de
cálculo para evaluar la influencia de indicar otro plato de alimentación,
diferente al óptimo obtenido en el apartado a.
c. Estudio sobre las columnas de vinazas instaladas en la planta: hoja de cálculo
para diseñar una columna de destilación con las condiciones de operación
predeterminadas de vinazas instaladas en la planta, para luego comparar
resultados. Además, se colocaron vínculos con otras hojas sobre las
características de los platos de las torres.
d. Datos operativos: hoja con información sobre las características de las
columnas de vinazas instaladas en la planta, tales como: número de cuerpos,
número de platos, descripción de los flujos de entrada y salida, tipo de plato,
espaciamiento entre platos, diámetro de la columna y condiciones normales de
operación (presión, temperatura, caudal de alimentación y grado alcohólico
del producto normal y máximo).
e. Datos de mantenimiento: hoja con detalles de los equipos de instrumentación
instalados, diagrama de lazos de control, intercambiadores de calor y
ubicación de las columnas en mapas de la destilería continua.
3. Sistemas de destilación continua: en esta sección se ubicó el trabajo desarrollado
sobre las columnas de aldehídos, rectificadoras y desmetilizadoras. A continuación se
explica brevemente cada punto del apartado.
52
a. Datos operativos: hoja con información sobre las condiciones de operación y
las características de las columnas pertenecientes al sistema de rectificación.
b. Datos de mantenimiento: hoja con información detallada sobre diagrama de
lazos de control, equipos de instrumentación, intercambiadores de calor,
codificación de tuberías en el sistema ARD-900, características de las copas
de las columnas ARD-100/900 y ubicación de los equipos de destilación en
mapas del edificio de destilería continua.
c. Sistemas de rectificación: hoja con información sobre los arreglos posibles de
columnas de destilación, de acuerdo al producto final deseado. Asimismo esta
opción se encuentra vinculada con otras dos hojas, en las cuales el usuario
puede evaluar algún tipo de alcohol según los parámetros exigidos por la
empresa y realizar cálculos sobre la composición de una corriente del proceso.
d. Diseño y evaluación: hoja relacionada con otros programas para el diseño o
evaluación de las columnas de aldehídos, rectificadora o desmetilizadora.
5.1. Método de diseño McCabe & Thiele
El estudio para las columnas de vinazas se propuso realizar a través del método gráfico McCabe
& Thiele, de acuerdo a la necesidad de la empresa de contar con una herramienta fácil de
manejar.
5.1.1. Diseño
Para la alimentación, se supone una mezcla binaria etanol-agua, que la alimentación se
encuentra en estado saturado (q = 1) y que el grado alcohólico del producto de fondo es cero. Los
datos iniciales que deberá especificar el usuario son los siguientes:
1. Temperatura de tope y presión manométrica en el fondo.
2. Caudal, grado alcohólico y temperatura de la alimentación (mosto).
3. Grado alcohólico y temperatura del low wine.
4. Grado alcohólico de las vinazas (producto del fondo de la columna).
5. Deberá indicar si trabaja en el fondo con un rehervidor o con vapor vivo.
6. Relación teórica Rop/Rmin.
53
El esquema real de las columnas de Vinazas es el que se muestra en la Figura 5.1a, pero para el
diseño se supone que la columna trabaja con un condensador total (Figura 5.1b).
Condensador
Parcial
Condensador
Condensador
Total
C Total
D
Low wine
Reflujo
Alimentación
o mosto (F)
Reflujo
(L)
Low wine
(D)
Alimentación
o mosto
Vapor
Vapor
Vapor vivo
Vapor Vivo (V)
Vinazas
(W)
Vinazas
(a)
(b)
Figura 5.1. Esquema de la columna de vinazas
5.1.1.1. Balances de masa y energía
Para la realización de los cálculos se supuso: base molar, tiempo de un minuto, mezcla binaria
de alimentación, grado alcohólico en el fondo igual a cero y pérdida de calor por radiación de un
2 % del caudal de vapor vivo (parámetro de seguridad).
Se realiza un balance de masa en el sistema para hallar los flujos y las composiciones molares
de la alimentación y el producto de tope. De la suposición del grado alcohólico en el fondo igual
a cero, todo el alcohol alimentado a la columna es removido por el tope. De la hipótesis anterior y
tomando el dato inicial sobre el grado alcohólico del low wine producto, se utilizó la Ec. (5.1)
para hallar el caudal total de la corriente de tope.
D=
DA
·100
°GL D
5.1
54
donde:
D:
flujo de low wine (volumétrico).
DA:
flujo de alcohol anhidro en el tope (volumétrico).
Luego, con la Ec. (5.2), se definió el caudal de agua en la corriente de tope (DB).
DB = D - DA
5.2
Para obtener el valor de la corriente en unidades másicas, se multiplicó el caudal volumétrico
de cada compuesto por su respectiva densidad. Luego, para obtener el caudal molar de cada
elemento, se dividió el valor del caudal másico entre su peso molecular y se multiplicó por mil
(para la conversión de unidades, de kgmol a mol). Las composiciones de los elementos en las
corriente, ya sean molares, másicas o volumétricas, se obtuvieron al dividir el caudal del
componente respectivo entre el caudal total. La composición molar del componente más liviano
(en este caso, el etanol) es el usado para realizar el diagrama y-x de McCabe & Thiele.
El balance de energía en la columna de vinaza se realizó para un valor del flujo de vapor que
asciende a través de la misma considerando las pérdidas de calor por radiación al ambiente14.
Del balance en el plato de alimentación de la columna se obtuvo la ecuación (5.3).
V = F· 1 - q + S
donde:
V:
vapor en el tope de la columna (moles/s).
F:
alimentación a la columna (moles/s).
S:
entrada de vapor vivo.
5.3
Las rectas de equilibrio para la zona de rectificación, agotamiento y alimentación se definieron
con las ecuaciones (5.4), (5.5) y (5.6), respectivamente.
yn+1 =
yn =
yf =
donde:
L
D
·xn + ·xDA
V
V
5.4
W
W
·xn-1 - ·xWA
V'
V'
5.5
q
1
·xf +
·z
q-1
q-1 f
W:
caudal de vinazas (moles/s).
xWA:
composición del alcohol en la salida de vinazas.
5.6
55
xDA:
composición del alcohol en la salida de low wine.
Del balance en el tope de la columna, se obtiene la ecuación (5.7), con la cual se calcula la
relación de reflujo mínimo.
Rmin =
donde:
Δy:
xDA - yFeq
Δx:
xDA – xFeq
yFeq, xFeq:
∆y/∆x
1- ∆y/∆x
5.7
composición de la alimentación en la curva de equilibrio.
De acuerdo a las líneas de tendencia de T vs. x-y (ver Apéndice A) se realizaron los diagramas
de T vs. y y N vs. y.
5.1.2. Dimensionamiento de una columna de vinazas
Para el diseño hidráulico, el usuario debe indicar las siguientes características internas de la
columna: espaciamiento entre platos, porcentaje del área total del plato ocupado por el
derramadero, la velocidad del vapor con respecto a la velocidad del vapor en condiciones de
inundación, la eficiencia de los platos, el número de agujeros en el plato y el diámetro de los
mismos.
Para los cálculos, es necesario en primer lugar determinar el factor de carga de vapor de la
columna. Para ello, se requirió deducir el valor de la tensión superficial a través del método de
Tamura, Kurata y Odani10. Como se explicó en el marco teórico, el factor de carga de vapor de la
columna se obtiene a partir de la ecuación (3.40).
Para el cálculo del diámetro de la columna se supuso que el sistema no formaba espuma. La
velocidad del vapor en condiciones de inundación se calcula por la Ec. (3.38) y la velocidad real
del vapor se obtiene del porcentaje especificado al inicio de v/vf. Luego, el caudal másico de
vapor se calcula al dividir el flujo másico del vapor entre la densidad del mismo. Con la ecuación
(3.39) se obtiene el área total de la columna y luego el diámetro. Otras características internas de
la columna se calculan de la siguiente forma:
56
a. Altura de la columna: se estima multiplicando el número de platos por el
espaciamiento y el porcentaje de eficiencia indicado, sumando 10 pies por los
espacios adicionales requeridos en el tope y la base (4 pies tope y 6 pies base) (1).
b. Con el valor del área total, se calculó el área del derramadero y el área efectiva con
las Ecs. (5.9) y (5.10).
Aderr = % Atotal
Aefectiva = Atotal - Aderr
5.9
5.10
c. El área ocupada por los agujeros se obtuvo al multiplicar el área de un agujero por el
número de agujeros especificados por el usuario.
5.1.3. Resultados del diseño de columnas de vinazas por el método McCabe & Thiele
Una vez que el usuario introduce todos los datos requeridos y los balances de masa y energía
son realizados por la hoja de cálculo de Excel, los resultados que se obtienen del diseño de la
columna de vinazas son los siguientes
1. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de reflujo total y reflujo mínimo.
2. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de operación de Rop/Rmin.
3. Número de etapas teóricas.
4. Número de platos teóricos y plato óptimo de alimentación.
5. Número de platos por zona de la columna (rectificación y agotamiento).
6. Perfil de temperatura dentro de la columna.
7. Tabla resumen de balances de masa (volumétrico, másico y molar).
8. Diámetro y altura de la columna.
9. Área del derramadero, área efectiva del plato y área ocupada por los agujeros.
5.1.4. Estudio sobre la influencia de la ubicación del plato de alimentación
En esta sección se analiza el efecto que tiene la ubicación del plato de alimentación cuando éste
se introduce fuera de la localización óptima (determinada previamente por el cruce o corte de las
rectas de operación de la zona de agotamiento y rectificación). El proceso se define similar al de
57
diseño pero el usuario además debe especificar el número del plato en el cual se introduce la
alimentación en la columna.
En resumen, de la sección del estudio sobre la influencia de la localización del plato de
alimentación a la columna de vinazas por el método de McCabe & Thiele, la persona obtiene los
siguientes resultados:
1. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de reflujo total y mínimo.
2. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de operación.
3. Perfil de temperatura en la columna.
4. Número de etapas teóricas.
5. Número del plato de alimentación óptimo teórico.
6. Porcentaje de eficiencia de la columna (se refiere a la demanda exigida a los platos).
7. De acuerdo al porcentaje de eficiencia supuesto, el número de platos reales
correspondientes.
8. Números de platos en la zona de rectificación y en la zona de agotamiento.
9. Resumen de los balances de masa (volumétrico, másico y molar).
10. Altura y diámetro de la columna.
11. Área efectiva del plato y el área ocupada por los agujeros.
5.1.5. Estudio sobre las columnas reales de vinazas por el método de McCabe & Thiele
En esta sección se diseñan columnas de destilación por el método McCabe & Thiele a las
condiciones reales de las columnas de vinazas y se comparan los resultados. En esta opción, el
usuario puede realizar la evaluación de cada columna haciendo un click en la foto de la columna
que desee. Asimismo, la persona puede acceder a una descripción de los platos de las columnas
de vinazas instaladas en la planta (ver Apéndice F).
5.1.6. Módulos en Microsoft Visual Basic® para aplicaciones en el diseño y evaluación de
columnas de vinazas
La herramienta de MS VBA® se utilizó en el diseño y evaluación de las columnas de Vinazas
en lo siguiente:
58
1. Macros de Excel: para seleccionar y movilizarse de una hoja a otra dentro del
programa, borrar celdas de las hojas de Excel y evaluar situaciones especiales
(módulos 38 y 41).
2. Módulo 17: se grabaron los macros necesarios por el punto 5.1.3 (evaluación de
columnas reales de vinazas).
3. El módulo principal para el diseño y evaluación de las columnas de vinazas es
llamado “vinaza” y allí se encuentra en lenguaje necesario para introducir los datos
iniciales tanto para el diseño como para la evaluación. Asimismo, en este módulo de
Excel se colocaron las siguientes funciones:
a.
“Yequil” y “PsatAntoine”: Utilizadas para calcular la composición en
equilibrio de etanol en el vapor y la presión de vapor de los componentes. La
primera función usa la ecuación de la tendencia de la curva de equilibrio
líquido-vapor y la segunda se utiliza para la ecuación de Antoine.
b. “xFlash”: para calcular la pendiente de la recta de alimentación.
c. “Xequil”: para calcular el valor de la composición del etanol en el líquido, en
la formación de las etapas de equilibrio en el gráfico de McCabe & Thiele.
d. “Ygraph”: para calcular la composición correspondiente de etanol en el vapor
en la recta de equilibrio por cada zona en la columna, cuando se opera a
condiciones de reflujo de operación.
e. “Ygraphmin”: función que calcula la composición del etanol en el vapor
cuando se opera con reflujo mínimo.
f. “Etapafinal”: función lógica para indicar el número de la etapa final en el
diagrama de McCabe & Thiele.
g. “Platooptimo”: función lógica que permite reconocer el número del plato de
alimentación teórico en el diagrama McCabe & Thiele.
h. “Ygraphreal”: función que calcula la composición del etanol en el vapor en la
recta de equilibrio por cada zona cuando se está evaluando una columna real.
i. “Platooptimo_real”: función que permite reconocer el número del plato de
alimentación real cuando se está evaluando una columna existente.
j. “Cf”: función para el cálculo de la constante de carga de vapor en la columna.
Las funciones se muestran en el Apéndice J.
59
5.2. Método de Underwood riguroso
El método de Underwood se utilizó para diseñar y evaluar columnas con las mismas
características que las de aldehídos y desmetilizadoras. A continuación se explican los pasos
realizados para alcanzar los objetivos para cada tipo de columna.
5.2.1 Diseño de las columnas de aldehídos por Underwood
En la sección de sistemas de rectificación, al seleccionar la opción de diseño y evaluación de
columnas, el usuario se traslada a una hoja donde puede elegir diseñar las columnas de aldehídos
a través del método de Underwood riguroso. En condiciones normales de operación, se sabe que
la alimentación se encuentra con un q aproximadamente igual a 1, por lo que para el diseño, se
supuso que se encontraba como líquido saturado (q = 1).
El esquema general de una columna de aldehídos se muestra en la Figura 5.2a. Una columna de
aldehídos está constituida por una sola alimentación, un producto de fondo y uno de tope
(llamados productos y cabezas, respectivamente). En la base tiene un rehervidor y en el tope dos
intercambiadores de calor: un condensador parcial (deflagmador) y un condensador total
(Condensador). Debido a que el método elegido para el diseño de las columnas de aldehídos no
considera varias alimentaciones, el diagrama general utilizado para el diseño fue el de la Figura
5.2b, en el cual se sustituye por un condensador total los dos intercambiadores mencionados
anteriormente.
Condensador
Parcial
D
Condensador
Total
Condensador
C Total
Cabezas (D)
Cabezas
(D)
Reflujo
(L)
Reflujo
Alimentación
(F)
Low Wine
(F)
Vapor
Vapor
Rehervidor
Rehervidor
Producto
(B)
(a)
Producto Final
(W)
(b)
Figura 5.2. Esquema general de una columna de Aldehídos
60
Para la utilización del programa, el usuario debe definir la alimentación, haciendo click en el
ícono con dicho nombre. Las especificaciones que la persona debe indicar son las siguientes: tipo
de alcohol alimentado (lista desplegable); caudal, grado alcohólico y la composición de la
alimentación (mg/100 ml A.A, de acuerdo a lo empleado en la planta); caudal del agua de
dilución; presencia de retorno de la columna rectificadora, su composición, caudal y grado
alcohólico; y el grado alcohólico y caudal del producto de fondo.
En el Macro de Visual Basic® se predeterminaron algunas cromatografías de los principales
tipos de alimentación a las columnas de aldehídos, por lo que si el usuario no conoce la
composición de la alimentación, puede seleccionar de los íconos el tipo de alimentación añadida:
low wine, alcohol “San Andrés” y “Cabezas y Colas”. Pero si por el contrario, la persona conoce
la composición de la alimentación, puede seleccionar el ícono “Otros/Limpiar” para poder
introducir los valores de la composición individualmente. Asimismo, si se introduce a la columna
de aldehídos una corriente de retorno proveniente de la columna rectificadora, existe almacenada
una cromatografía predeterminada de este tipo de alcohol que el usuario puede también utilizar.
Luego de definir la alimentación, la persona debe regresar a la página principal para introducir
los restantes datos iniciales, haciendo click en las letras del diagrama en color rojo. Para el diseño
se supuso que la alimentación entra en condición de líquido saturado (q = 1).
Finalmente, para obtener un coeficiente de volatilidad promedio, es necesario hallar un
coeficiente de volatilidad (α) tanto en el fondo como en el tope. Para ello es necesario obtener la
Tburbuja y Trocio en el fondo y en el tope, respectivamente, por lo que el usuario en la hoja de
“Diseño sistema FW” debe variar la temperatura (en rojo y en negrita) hasta lograr que la
sumatoria al final de la tabla (de y y x, respectivamente) sea igual a 1.
Asimismo, el diseño de la columna de aldehídos por el método de Underwood, se planteó para
dos escenarios diferentes con respecto a la idealidad termodinámica del sistema. En el primer
caso de estudio, se hacen los cálculos necesarios del diseño pero sin considerar el coeficiente de
actividad para el etanol y el agua (componentes de mayor concentración en la alimentación), por
lo que se supone que el sistema es ideal. Para el segundo caso, por el contrario, se toma en cuenta
el coeficiente de actividad de dichos compuestos en el momento de calcular la constante K de
equilibrio. El método seleccionado para obtener los coeficientes de actividad es el Wilson (ver
Capítulo 2).
61
A continuación, se describen los pasos realizados para lograr el diseño de las columnas de
aldehídos por el método de Underwood en la hoja de Excel con el nombre de “Diseño” (ver
Apéndices K). La hoja se divide en las siguientes secciones:
•
Caso I. Idealidad.
1. Datos de la Alimentación: esta sección contiene los datos iniciales de la columna de
Aldehídos, especificados por el usuario (celdas con letras de color rojo): componentes
presentes y su composición en la corriente, el grado alcohólico (°GLF), caudal (F),
temperatura del tope (TFA) y presión manométrica del fondo. El procedimiento se
estableció en las siguientes tablas:
a. Tabla 1. Se encuentran los cálculos necesarios para hallar las siguientes
variables: el caudal de alcohol anhidro (FAA), el caudal de agua y su
composición (FAW y ZAW), el caudal de etanol y su composición (FET y ZET).
Asimismo se muestra el grado alcohólico y el caudal del producto de fondo,
indicado por el usuario.
b. Tabla 2. Se enumeran los componentes presentes en la alimentación con su
respectivo flujo y composición (volumétrica, másica y molar). La base a partir
de la cual se construye la Tabla 2 es el flujo volumétrico de los congéneres, el
cual se define con la Ec. (5.11).
Fi =
mg
1 1
· 5 · · FA.A.
100 ml A.A 10 ρi
5.11
El flujo volumétrico del etanol se define con la Ec. (5.12) y es el resultado de
la resta del caudal total de alcohol anhidro en la alimentación y la sumatoria
de todos los congéneres.
N° Congeneres
Fetanol = FA.A -
Fi
5.12
i =1
Luego a los valores obtenidos se les hizo sus respectivos cambios de unidades
hasta conseguir el flujo molar correspondiente.
c. Tabla 3. Se enlistan los componentes presentes en la alimentación con su
temperatura de ebullición y constantes respectivas para la ecuación de
Antoine.
62
d. Tabla 4. Se muestran los resultados del balance de masa obtenidos a partir de
los datos indicados del grado alcohólico y caudal del producto de fondo.
Debido a la insignificante concentración de los congéneres alimentados a la
columna, en esta tabla se supone que todo el alcohol anhidro es etanol y el
resto agua. Esta tabla es necesaria para realizar los cálculos para la Tburbuja en
el fondo de la columna.
e. Tabla 5. Se muestra la composición de la salida de tope de acuerdo a la
suposición hecha en la Tabla 4.
f. Tabla 6. En esta sección se muestran los cálculos para obtener la Tburbuja y
Trocío en el tope y la Tburbuja en el fondo.
g. Tabla 7. En esta sección de la hoja de Excel, se muestran los resultados de la
presión de saturación y la volatilidad relativa de los compuestos alimentados,
en el tope y en el fondo.
h. Tabla 8. Se muestra el orden de los componentes presentes de acuerdo a la
volatilidad relativa de los mismos en cada sección.
e. Tabla 9. En esta tabla se ordenan los congéneres de mayor a menor de acuerdo
a su volatilidad relativa promedio (ecuación 2.5).
f. Tabla 10. Para cada componente se construye una tabla para resumir todos los
valores calculados anteriormente de acuerdo a su volatilidad relativa.
2. Datos de la columna de aldehídos. En esta sección, se agrupan las siguientes
características de la columna definidas por el usuario: relación de Rop/Rmin, la
selección de los componentes claves pesados y livianos y el porcentaje de
recuperación molar de los mismos en el tope.
3. Método de Shiras. Se utiliza la ecuación 3.13 para realizar los cálculos y los
resultados se listan en la Tabla 14. Para el cálculo del reflujo mínimo se recurre a la
ecuación 3.14 y el destilado se obtiene al sumar los flujos molares de los
componentes livianos en el tope (Tabla 15). De lo anterior, se obtiene un estimado del
Rmin por medio de la ecuación 5.13.
Rmin =
Lmin
D
5.13
Las Tablas 16 y 17 se hacen con la función de hacer las conversiones de unidades
hasta llevar los flujos a la unidad de litros por minuto. A continuación se utiliza la
63
ecuación de Fenske para obtener un primer aproximado del número de etapas
mínimas que la columna requiere para hacer la separación deseada en condiciones de
reflujo mínimo, así como también, el número de etapas requeridas cuando se trabaja
bajo condiciones de reflujo de operación utilizando la ecuación de Eduljee y la
relación Rop/Rmin. En la Tabla 18 se muestra el grado alcohólico que resulta de la
distribución de los elementos a Rmin.
4. Método Riguroso Underwood. En este punto de la hoja de diseño, se hicieron tablas
donde, con el uso de los métodos numéricos, se halla la distribución de los
componentes en la condición de Rmin obtenida a partir de Underwood. Desde la Tabla
19 hasta la 27 se determinan las raíces de la primera ecuación de Underwood (en total
se obtienen 9 raíces). En cada tabla, la respuesta se consigue por dos métodos, para
asegurar una convergencia afirmativa. El primer método, con el cual se realizan 15
iteraciones, es el conocido método numérico Newton Raphson con un valor de
semilla hallado del promedio entre dos volatilidades relativas; el segundo, es un
Newton Raphson realizado en Visual Basic® en el cual el valor semilla se manipula
para asegurar la convergencia de la solución. Al finalizar las tablas con las
respectivas raíces de las ecuaciones, en la Tabla 28 se hace un resumen de todas las
soluciones y en la Tabla 29 se indican las raíces que se encuentran entre las
volatilidades de los componentes claves.
El siguiente paso fue construir la Matriz A para evaluar la segunda ecuación de
Underwood con cada componente. De la Matriz B el usuario obtiene el valor del
reflujo mínimo y la distribución de los componentes. Si el resultado del destilado de
la primera matriz (A) es negativo o mayor a lo alimentado a la columna, se dice que
el compuesto no distribuye y, según sea el caso, en la segunda matriz (B) el valor del
destilado debe ser igual al valor alimentado o cero. En la Tabla 30 se coloca un
resumen de los caudales para cada corriente de la columna de aldehídos cuando es
operada bajo la condición de Rmin. Cuando existe algún componente que distribuye
fuera de los claves, en la matriz B se utiliza el valor hallado del destilado por Shiras.
Inmediatamente, con los resultados de la Matriz B, se utiliza la ecuación de Fenske y
Eduljee para estimar el número de etapas mínimas y teóricas del sistema.
5. Distribución de los componentes en condición de Rtotal. En esta sección se usa la
ecuación 4.18 y los resultados se tabulan en la Tabla 31.
64
6. Distribución de los componentes en condición de Rop. Para el valor del reflujo se
toma el valor hallado con la ecuación de Eduljee en la sección IV y para conseguir la
distribución real de los componentes se interpola entre los resultados de destilado a
Rmin y Rtotal. Los resultados se muestran en la Tabla 33. En las Tablas 34, 35 y 36 se
tabulan los caudales molares, másicos y volumétricos para cada corriente de la
columna de aldehídos.
7. Plato Óptimo de alimentación. Con el uso de la correlación de Kirkbride se consigue
la ubicación óptima del plato de alimentación en la columna.
8. Grado Alcohólico de las cabezas y el producto de fondo. Con los resultados de la
Tabla 36 se realiza el cálculo del grado alcohólico de las dos corrientes de producto.
•
Caso II. Considerando los coeficientes de actividad del etanol y el agua.
En esta sección se realizan los mismos cálculos de la sección anterior pero considerando
los coeficientes de actividad del etanol y el agua en el momento de calcular las constantes
de equilibrio. En este apartado se utilizan los mismos datos iniciales usados en la sección
anterior.
5.2.1.1. Diseño hidráulico de una columna de aldehídos
El procedimiento para el cálculo es similar al aplicado en el diseño de las columnas de vinazas,
pero se plantea nuevamente dos veces (una para el caso ideal y otra para el caso que considera los
coeficientes de actividad para el etanol y el agua).
5.2.1.2. Evaluación de una columna de aldehídos por el método de Underwood
En la primera sección, la persona debe seleccionar en la lista desplegable el número de la
columna de aldehídos que se quiere evaluar. En la Tabla 2 se muestra el número de platos y el
diámetro de diseño obtenido del método de Underwood y en la Tabla 3, se comparan los valores
de la Tabla 1 y 2 para cuantificar el error entre las dos. En la Tabla 4 se muestra un porcentaje de
eficiencia recomendado de la columna para obtener un estimado de etapas teóricas y luego, con el
uso de la ecuación de Eduljee, determinar un Rop recomendable para lograr la eficiencia dicha.
Después, se halla la relación entre el Rop obtenido y el Rmin de Underwood. En la segunda parte,
65
se realiza lo mismo pero de acuerdo a los resultados obtenidos a partir del diseño considerando
los coeficientes de actividad para el etanol y el agua.
5.2.1.3. Resultados del diseño de columnas de aldehídos por el método de Underwood
Los resultados que se obtienen del diseño y evaluación de las columnas de Aldehídos por el
método de Underwood riguroso son los siguientes:
1. Número de etapas teóricas.
2. Número de platos en la zona de rectificación y en la de agotamiento de la columna.
3. La ubicación del plato óptimo de alimentación.
4. Para el producto cabezas: el caudal (l/min), grado alcohólico y su composición
(mg/100 ml A.A.).
5. Para el producto de fondo: caudal (l/min), grado alcohólico y su composición
(mg/100 ml A.A.).
6. Dimensionamiento: diámetro, altura, área derramadero, área efectiva y área ocupada
por los agujeros.
7. Evaluación y error.
5.2.1.4. Módulos en MS Visual Basic® para aplicaciones en MS Excel® para el diseño y
evaluación de las columnas de Aldehídos por el método de Underwood
En el diseño y evaluación de las columnas de Aldehídos, se utilizó la herramienta de Visual
Basic para lo siguiente (ver Apéndice J):
1. Módulo 1: se encuentra las siguientes funciones:
a. “PsatAntoine”: para calcular la presión de saturación de un componente a una
Temperatura dada.
b.
“UnderwoodEval” y “UnderwoodDeriv”: funciones para el método numérico
Newton Raphson.
c. “UnderwoodRoot”: para el cálculo de las raíces de la ecuación de Underwood.
d. “UnderwoodMatrix”: función que se utiliza en la Matriz A.
e. “Underwoodmatrix2”: función que se utiliza en la Matriz B.
66
f. “Raizmedia”: función lógica para reconocer la raíz que se encuentra entre las
más cercanas a las volatilidades de los componentes claves.
g. “Cf”: función para el cálculo de la constante de carga de vapor en la columna.
h. “Eduljee”: función para determinar el R necesario de acuerdo a un porcentaje
de eficiencia de la columna, al número de platos mínimos y Rmin.
2. Módulo 2: se encuentran los macros necesarios para ingresar los datos del usuario y
los macros para seleccionar y movilizarse de una hoja a otra dentro del programa.
3. Módulos 8 y 10: los macros necesarios para cargar los valores predeterminados de la
composición de los congéneres.
5.2.2. Diseño de columnas desmetilizadoras por el método de Underwood
Al seleccionar la opción de diseño y evaluación de columnas en el índice, el usuario puede
elegir diseñar las columnas de desmetilizadoras haciendo click en la foto de dicha columna. El
esquema general de una columna desmetilizadora se muestra en la Figura 5.3(a). Como se
observa, una columna desmetilizadora tiene un flujo de alimentación y dos de productos
(producto final y metanol). En la base tiene instalado un rehervidor y en el tope dos
intercambiadores de calor: un condensador parcial (deflagmador) y un condensador total
(condensador). Para este tipo de columna, al igual que para las de aldehídos, se supuso una
alimentación multicomponentes y ya que el método de Underwood no trabaja con varias
entradas, el diagrama general que se usó en el diseño de la columna desmetilizadora fue el de la
Figura 5.3(b) (con solo un condensador total en el tope).
El esquema general de la columna desmetilizadora se hizo de tal forma que el usuario puede
introducir los datos iniciales haciendo click en el ícono “Definición Alimentación” y en las letras
resaltadas en color rojo (ver Apéndices K). Las especificaciones que la persona debe indicar en el
esquema son las siguientes:
1. FD: la temperatura a la que se encuentra la alimentación.
2. Columna (C): la temperatura de la alimentación, componentes claves y la relación de
reflujo Rop/Rmin.
3. DD: porcentaje de recuperación del componente clave pesado y liviano en el tope de
la columna.
4. El grado alcohólico del producto extraído por el fondo de la columna.
67
Condensador
Parcial
Condensador
Total
Condensador
C Total
D
Metanol (D)
Metanol
(D)
Reflujo
(L)
Reflujo
Alimentación
(F)
Alimentación
(F)
Vapor
Vapor
Rehervidor
Rehervidor
Producto Final
(W)
(a)
Producto Final
(W)
(b)
Figura 5.3. Diagrama general de las columnas desmetilizadoras
Además, la persona debe indicar los flujos y composiciones de los elementos en la mezcla de
alimentación. Para esto, se debe acceder a la hoja de datos iniciales haciendo click en el ícono
“Definición Alimentación”. Debido a que las columnas desmetilizadoras en la planta son
alimentadas con varios caudales de producto final de diferentes columnas, la hoja de datos
iniciales se diseñó de forma que el usuario pueda definir hasta 4 alimentaciones que luego se
mezclan (Tabla 2, 3, 4 y 5). Si se quiere alimentar menos de 4 caudales a la columna,
simplemente el usuario debe colocar que el caudal de la corriente no deseada es cero. En la Tabla
1 de la hoja de “Datos Iniciales”, se muestra un resumen de los caudales finales de los
componentes a la columna.
Para el diseño de las columnas desmetilizadoras se procede de manera similar que en el diseño
de las columnas de aldehídos, se supuso que la mezcla líquida de alimentación se encontraba
cerca de su punto de saturación y se realizó el diseño con una q igual a 1.
Finalmente, para obtener un coeficiente de volatilidad promedio, es necesario hallar un
coeficiente de volatilidad (α) tanto en el fondo como en el tope. Para ello es necesario obtener la
Tburbuja y Trocio en el fondo y en el tope, respectivamente, por lo que el usuario en la hoja de
“Diseño sistema FW” debe variar la temperatura (en rojo y en negrita) hasta lograr que la
sumatoria al final de la tabla (de y y x, respectivamente) sea igual a 1. En el caso de la columna
de Aldehídos, se supone que el mayor porcentaje de alcohol anhidro en el tope y en el fondo es
68
etanol, pero en el caso de las columnas Desmetilizadoras, en el tope se incluye la composición
del metanol debido a que éste se encuentra en un porcentaje alto.
Asimismo, como para el diseño de la columna de aldehídos, se plantearon para dos escenarios
diferentes con respecto a la idealidad termodinámica del sistema. En el primer caso de estudio, se
hacen los cálculos necesarios del diseño pero sin considerar el coeficiente de actividad para el
etanol y el agua (componentes de mayor concentración en la alimentación), por lo que se supone
que el sistema es ideal. Para el segundo caso, por el contrario, se toma en cuenta el coeficiente de
actividad de dichos compuestos en el momento de calcular la constante K de equilibrio. El
método seleccionado para obtener los coeficientes de actividad es el Wilson (ver Capítulo 2). El
comportamiento del metanol en la mezcla se supone ideal.
5.2.2.1. Evaluación de una desmetilizadora
Similar a la realizada columnas de aldehídos.
5.2.2.2. Dimensionamiento de una columna desmetilizadora
Similar a las columnas de aldehídos.
5.2.2.3. Resultados del diseño de columnas desmetilizadoras
Los resultados del diseño y evaluación son los siguientes:
1. Número de Etapas Teóricas.
2. Número de platos en la zona de rectificación y en la de agotamiento de la columna.
3. Ubicación del plato óptimo de alimentación.
4. Para el producto de tope: caudal, grado alcohólico y composición (mg/100 ml A.A.).
5. Para el producto de la base: caudal, grado alcohólico y composición
(mg/100 ml A.A.).
6. Diseño hidráulico: diámetro, altura, área derramadero, área efectiva, área ocupada por
los agujeros y porcentaje de inundación.
7. Evaluación y error.
69
5.2.2.4. Módulos en Microsoft Visual Basic para aplicaciones en MS Excel® para el diseño y
evaluación de columnas desmetilizadoras
En el diseño y evaluación de las columnas desmetilizadoras, se utilizó la herramienta de Visual
Basic para lo siguiente:
1. Módulo 1: se encuentran las siguientes funciones:
a. “PsatAntoine”: para calcular la presión de saturación de un componente a una
temperatura dada.
b.
“UnderwoodEval” y “UnderwoodDeriv”: funciones para el método numérico
Newton Raphson.
c. “UnderwoodRoot”: para el cálculo de las raíces de la ecuación de Underwood.
d. “UnderwoodMatrix”: función que se utiliza en la Matriz A.
e. “Underwoodmatrix2”: función que se utiliza en la Matriz B.
f. “Raizmedia”: función lógica para reconocer la raíz que se encuentra entre las
más cercanas a las volatilidades de los componentes claves.
g. “Cf”: función para el cálculo de la constante de carga de vapor en la columna.
h. “Eduljee”: función para determinar el R necesario de acuerdo a un porcentaje
de eficiencia de la columna, al número de platos mínimos y Rmin.
2. Módulo 2: se encuentran los macros necesarios para ingresar los datos del usuario y
los macros para seleccionar y movilizarse de una hoja a otra dentro del programa más
rápido y eficientemente.
3. Módulo 10: los macros necesarios para cargar los valores predeterminados de la
composición de los congéneres.
5.3. Método de diseño de Hengstebeck
El método gráfico de Hengstebeck se utilizó para diseñar columnas complejas como las
instaladas en la planta. En la sección de diseño y evaluación de sistemas de destilación continua,
la persona puede seleccionar la opción de diseñar las columnas rectificadoras con tan solo hacer
un click en la foto de dicha columna. Al hacer click sobre la foto se abre un archivo anexo para
diseñar y evaluar columnas complejas de rectificación.
70
El esquema general seguido para las columnas rectificadoras es el que se muestra en la
Figura 5.4. Se observa que la columna está constituida por una alimentación, un deflagmador
(condensador parcial), un condensador total, un retorno a la columna (suma del retorno del
deflagmador y el condensador), producto de fondo, de tope y tres salidas laterales. Asimismo, en
la hoja del diseño, se debe indicar los siguientes datos para iniciar el diseño:
1. Datos de la columna: temperatura de tope, los dos reflujos de operación (R1 y R2), los
componentes claves y presión manométrica en el fondo de la columna.
2. Corriente de alimentación: grado alcohólico, caudal de entrada y su temperatura.
Además deberá indicar la composición de los elementos presentes en la mezcla.
3. Corriente de retorno, ésteres y aceites: grado alcohólico y la composición de los
elementos presentes en la mezcla de salida, los cuales se encuentran en letra roja.
4. Grado alcohólico de la salida del producto lateral.
5. Porcentaje de pérdida por el fondo de la columna rectificadora.
Condensador
Parcial
D
Condensador
C Total
Reflujo (L)
Retorno (D)
Producto (Sp )
Esteres (Se)
Aceites (Sa )
Alimentación
(F)
Vapor
Rehervidor
Agua de Dilución (Wd )
Figura 5.4. Diagrama general de las columnas rectificadoras
Para aquellos elementos donde falta un porcentaje de recuperación, se supuso que el
porcentaje restante es extraído por la salida lateral de producto Sp. Asimismo se consideró que la
alimentación a la columna se encuentra como líquido saturado y que el condensador parcial en el
tope opera a presión atmosférica.
71
5.3.1 Diseño de una columna rectificadora por el método de Hengstebeck
Desde la hoja del diagrama de la columna rectificadora, el usuario puede acceder a la hoja de
cálculo donde se realizaron los pasos del diseño haciendo click en el icono de “Diseño”. La hoja
de “Diseño Columna Rectificadora” se ordenó en secciones, las cuales son:
1. Composiciones iniciales. En esta sección se reúne la información definida por el
usuario como datos iniciales y se realizan los cálculos de balance de masa de la
siguiente manera:
a. En la Tabla 1 se coloca la temperatura de la columna definida por el usuario y
las siguientes variables de la alimentación: grado alcohólico, caudal total,
caudal de alcohol anhidro, caudal de agua y la composición del agua en la
alimentación (volumétrico, másico y molar).
b. Asimismo, en la Tabla 2 se enlistan los caudales y la composición de los
elementos en la mezcla alimentada (volumétrica, másica y molar), al igual que
en la Tabla 2 del diseño de las columnas de aldehídos.
c. En la Tabla 3 se colocan las constantes de los componentes para la ecuación
de Antoine y sus respectivas presiones de saturación a la temperatura de la
columna con el uso de dicha relación. De igual forma, en la Tabla 4 de esta
sección, se calcula el valor correspondiente de la constante de equilibrio para
cada componente en la columna y en el deflagmador parcial en el tope.
d. Luego, en la Tabla 5, se ordenan los componentes de acuerdo al resultado del
cálculo de la volatilidad relativa.
e. La Tabla 6, es una tabla resumen de todos los resultados obtenidos en las
tablas anteriores de esta sección; además, los componentes se ordenan de
acuerdo a su volatilidad relativa.
2. Solución del balance de masa. En esta sección se determinan los caudales
volumétricos, másicos y molares de los flujos de retorno (D), ésteres (SE) y aceites
(SA). Además se estiman los siguientes flujos: reflujo del condensador (L1), producto
de la base (W o agua de dilución), vapor del deflagmador al condensador (G2), reflujo
desde el deflagmador (L2), vapor desde la columna al deflagmador (G1) y caudal del
producto final (SP). El procedimiento para obtener los resultados se explica a
continuación:
72
a. Tablas 8, 9 y 10: se calculan los flujos de las salidas laterales (D, SE y SA),
respectivamente. Dichos flujos, se estiman a raíz del porcentaje de
recuperación molar de los componentes en cada salida, Ec. (5.14).
% Recuperacióni =
Caudal de Salidai
Fi
5.14
Asimismo, en la Tabla 11 se calcula la diferencia entre el caudal de cada
componente presente en la alimentación y los resultados estimados para los
mismos en las Tablas 8, 9 y 10.
b. Tablas 12, 13, 14 y 15: se ordenan los componentes y sus respectivos
resultados obtenidos en el procedimiento anterior de acuerdo a su volatilidad
relativa.
c. Tabla 16: se determina el valor del reflujo del condensador a la columna
utilizando la ecuación 5.15.
L1i =R1 ·Di
5.15
d. Tabla 17: se determinan las pérdidas por el fondo de la columna de los
componentes presentes en la alimentación, a excepción del agua. El
procedimiento se realiza a partir del dato de porcentaje de pérdida molar
indicado por el usuario y mediante la ecuación 5.16.
Wi =
% Pérdida Base
· Fi
100
5.16
e. Tabla 18: se estima el flujo de vapor (G2) desde el deflagmador al
condensador para cada componente con la ecuación 5.17.
G2i = Di · R1 +1
5.17
f. Tabla 19: se determina el reflujo del deflagmador (L2) a la columna con la
ecuación 5.18.
L2i = R2i ·G2i
5.18
g. Tabla 20: se suman los dos reflujos, tanto del condensador como del
deflagmador, y se obtiene una sola corriente de retorno a la columna (LT).
h. Tabla 21: se estima el flujo de vapor de cada componente desde la columna al
deflagmador (G1) con la ecuación 5.19.
G1i = LTi + Di
5.19
73
i. Tabla 22: se determina el caudal de cada elemento en la salida de producto
(SP), a excepción del agua, utilizando la ecuación 5.20.
SPi = Fi · 1-
% Recuperacióni
100
5.20
j. Tabla 23: se estima el caudal del agua en la salida lateral de producto SP con la
Ec. 5.21.
SPW = SA.A. ·
100
-1
°GLSP
5.21
k. Tabla 24: a partir del balance global, se obtiene el caudal del agua por la
extracción del fondo de la columna (ecuación 5.22).
Wagua = F - D - SP - SE - SA - WA.A.
5.22
l. Tabla 25: resumen del caudal volumétrico, másico y molar de la salida del
fondo de la columna rectificadora.
3. Balance global en la columna. Se realiza un balance considerando estado
estacionario, acumulación nula y sin generación de materia. El resultado se coloca en
la Tabla 26.
4. Parámetros de las rectas de operación. Resultado de balances de masa en cada zona
de la columna rectificadora.
5. Método de diseño Hengstebeck. Después de obtener todos los caudales y
composiciones molares de los componentes en cada salida, en la sección 5, se
desarrollan los pasos necesarios para el método gráfico de Hengstebeck. A
continuación la metodología de la técnica de diseño:
a. Tablas 27 y 28: se encuentran los componentes claves señalados por el usuario
y sus constantes de equilibrio, respectivamente.
b. Tabla 29: Se calculan los puntos finales en el gráfico y-x.
c. Desde la Tabla 30 a la 39: Se estiman las composiciones limitantes por zona
de la columna.
6. Curva de equilibrio líquido-vapor. La curva de equilibrio experimental utilizada es a
una presión de 101,3 kPa, cercana al promedio de las presiones de operación normales
de un sistema de rectificación (Tabla 40). La curva de equilibrio ideal se muestra en la
Tabla 41.
74
7. En la Tabla 42 el usuario debe introducir los valores que se observan en la ecuación
de la curva de tendencia, en caso que se utilice una nueva.
8. Flash en la alimentación. En esta sección, con el uso de la Tabla 44, se construye la
gráfica con la recta correspondiente a un flash en el punto de alimentación.
5.3.2. Evaluación del resultado del diseño de la columna rectificadora
Se plantearon dos métodos para evaluar el diseño de las columnas rectificadoras: de acuerdo al
nombre de la columna o por la composición del producto lateral Sp. En la primera, se elige una
columna real de la planta y se compara el número de platos reales y el diámetro de la columna
con los valores obtenidos a partir del diseño. En la segunda, se evalúa la composición del
producto lateral Sp con las concentraciones máximas permitidas por la empresa en cada tipo de
alcohol, con lo cual se podría concluir si el producto es satisfactorio.
5.3.3. Diseño hidráulico de la columna rectificadora
El procedimiento es similar al aplicado en el diseño de las columnas de aldehídos.
5.3.4. Resultados del diseño de las columnas rectificadoras
Los resultados que el usuario obtiene del programa de diseño y evaluación son los siguientes:
1. Caudales y composiciones de los componentes en cada salida de la columna.
2. Número de platos teóricos necesarios para la separación de la mezcla alimentada.
3. Ubicación de los platos para las extracciones laterales.
4. Ubicación óptima de la alimentación.
5. Diseño hidráulico.
6. Evaluación y error.
5.3.5. Módulos en MS Visual Basic® para el diseño de columnas rectificadoras
En el diseño y evaluación de las columnas rectificadoras, se utilizó la herramienta de Visual
Basic® para lo siguiente (ver Apéndice J):
75
1. Módulo 1: se colocaron las funciones utilizadas por el programa para resolver
ecuaciones o analizar situaciones (funciones lógicas). Las que se encuentran en este
módulo son:
a. “Informacionhengstebeck”: es un Userform que sirve para mostrar
información detallada sobre el método de diseño.
b. “PsatAntoine”: función para calcular la presión de saturación de los
componentes utilizando la correlación de Antoine.
c.
“Evl”: función que se usa en la construcción de la curva de equilibrio y las
etapas de equilibrio en el gráfico de y-x.
d. “Xequil”: función para calcular el valor de la composición en el líquido del
componente clave liviano para el diagrama de y-x.
e. “Ygraph”: función lógica para estimar la composición en el vapor del
componente clave liviano para el diagrama y-x.
f. “Etapafinal”: función lógica para determinar el número de etapas teóricas
totales en el diagrama de Hengstebeck.
g. “Nf”: función lógica para reconocer la etapa teórica óptima de alimentación.
h. “Nac”: función lógica para estimar la salida teórica de los aceites.
i. “Nes”: función lógica para estimar la salida teórica de los ésteres.
j. “Npr”: función lógica para estimar la salida teórica del producto final.
k. “Cf”: función para el cálculo de la constante de carga de vapor en la columna.
l. “Xflash”: función que se utiliza para el cálculo de la pendiente de la recta de
alimentación.
CAPÍTULO 6
RESULTADOS Y DISCUSIONES
A continuación se presentan los resultados obtenidos a partir de la programación en Microsoft
Visual Basic® de los diferentes métodos de diseño de procesos de destilación a través de los
macros en hojas de cálculos de Microsoft Excel®. También fueron utilizadas otras metodologías
de diseño para evaluar los distintos tipos de columnas que se encuentran instaladas en la empresa
(vinazas, aldehídos, rectificadoras y desmetilizadoras).
Antes de realizar la programación en MS Visual Basic® (MS VBA), se recolectó y organizó la
información relacionada con las características de las columnas de destilación continua que se
encontraban operativas para el momento del trabajo y sobre otras unidades que prestan servicios
a las columnas, tales como los equipos de instrumentación y control. Los detalles obtenidos de
los equipos se muestran en el capítulo sobre la descripción del proceso y sirven como instrucción
para trabajos de mantenimiento o para nuevos operadores en el proceso, así como para comparar
los resultados obtenidos de los diseños de las columnas. El acceso a la información se hace desde
el menú “Inicio” en el archivo llamado “sistema destilación continua”.
6.1. Método gráfico McCabe & Thiele
El método gráfico de McCabe & Thiele se programó en MS VBA® con la finalidad de contar
con una herramienta básica para el diseño de columnas de destilación, que sirva tanto como
plataforma para cálculos complejos, como para ilustrar al personal relacionado con el área de
destilería sobre las principales variables del proceso.
El método se utilizó para diseñar y evaluar columnas con características similares a las de las
columnas de vinazas instaladas en la planta (ver Capítulo 4). Para discutir los resultados
obtenidos del diseño de una columna de vinazas por el método de McCabe & Thiele, se considera
el caso definido por las condiciones iniciales dadas en la Tabla 6.1.
77
Tabla 6.1. Datos iniciales tomados como ejemplo para el de diseño de columnas de vinazas
Parámetro
Valor
Caudal Alimentación (F)
140 l/min (2,3•10-3 m3/s)
Condición térmica alimentación
q ≈ 1 (líquido saturado)
Temperatura alimentación
80 °C (353 K)
Grado alcohólico alimentación
8 °GL
Grado alcohólico low wine
56 °GL
Grado alcohólico fondo
0 °GL
Temperatura final low wine
35°C (308 K)
Temperatura en el tope de la columna
92°C (365 K)
Presión de operación manométrica
1200 mm H2O (12,2 kPa)
Relación de reflujo Rop/Rmin
1,2
Presencia rehervidor o calderín (vapor vivo)
Vapor vivo
En las Figuras 6.1(a y b) y 6.2 se muestran las gráficas obtenidas para determinar el valor de
Rmin y Rtotal, respectivamente.
0,30
0,04
0,25
yetanol
Alimentacion
0,15
Producto
0,03
Bisectriz
Alimentacion
0,02
Etapas Equilibrio
0,10
Polinómica (EVL)
0,05
0,00
0,00
yetanol
Bisectriz
0,20
0,05
0,10
0,15
xetanol
(a)
0,20
0,25
0,30
Etapas Equilibrio
0,01
0,00
0,00
Polinómica (EVL)
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
xetanol
(b)
Figura 6.1. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de Rtotal
En la Figura 6.1, se nota que para condiciones de reflujo total el número de etapas de equilibrio
es mínimo (para este caso 3 etapas). En la Figura 6.2 se observa por su parte, que bajo
condiciones de reflujo mínimo, se necesita un número infinito de etapas de equilibrio, notando
además la formación de un pinch point alrededor de la etapa de alimentación, lo cual imposibilitó
trazar más etapas. El valor de la relación de reflujo mínimo obtenido a partir de la Ec. (5.7) fue de
0,669.
78
0,29
yetanol
0,27
0,25
Etapas de Equilibrio
0,23
Bisectriz
Recta Alimentacion
0,21
Recta Rectificacion
0,19
Recta Agotamiento
Polinómica (EVL)
0,17
0,15
0,00
0,04
0,08
0,12
0,16
0,20
xetanol
Figura 6.2. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de Rmin
En la Figura 6.3 se muestra el diagrama de McCabe & Thiele realizado de acuerdo a la relación
de reflujo (Rop/Rmin) indicada en la Tabla 6.1. El valor de Rop obtenido fue de 0,802.
0,25
0,20
Bisectriz
yetanol
Producto
0,15
Alimentación
Etapas de Equilibrio
Recta Alimentación Intermedia
0,10
Recta Agotamiento
Recta Rectificación
0,05
Recta Alimentación
0,00
0,00
Polinómica (EVL)
0,05
0,10
0,15
xetanol
0,20
0,25
0,30
Figura 6.3. Diagrama de McCabe & Thiele en condiciones de Rop
Se observa que para las condiciones especificadas, se necesitan 13 etapas de equilibrio y que la
ubicación óptima del plato de alimentación es en la etapa N° 2. En la Tabla 6.2 se resumen los
79
resultados obtenidos del diseño por McCabe & Thiele. El número de etapas de equilibrio
equivalen al número de platos teóricos debido a que en el tope se considera la presencia de un
condensador total y en el fondo no hay rehervidor. De acuerdo a la columna de vinazas con la que
se compare (ver Apéndice D), se tiene que los resultados obtenidos presentan una desviación de
28 % a 54 %, ya que el número de platos reales de las columnas varía desde 18 a 28.
Tabla 6.2. Resultados del diseño por el método McCabe & Thiele de una columna de vinazas
N° Etapas teóricas
13
N° Platos teóricos
13
N° plato óptimo para la alimentación 2
N° platos en la zona de rectificación 2
N° platos en la zona de agotamiento 11
En la Tabla 6.3 se muestran los resultados del balance de masa sobre el sistema de la columna
de Vinazas, de acuerdo a las consideraciones del método McCabe & Thiele.
Tabla 6.3. Resumen del balance de masa sobre la columna de destilación
Nombre corriente xetanol (molar)
Mosto (F)
Low wine (D)
Vinazas (W)
Vapor vivo (V)
0,03
0,28
0,00
0,00
Flujo molar
(moles/s)
122,5
11,4
131,6
20,5
xetanol (vol.)
0,08
0,56
0,00
0,00
Flujo volumétrico
(m3/s)
2,33•10-3
3,33•10-4
2,37•10-3
3,69•10-4
El flujo de vapor vivo determinado corresponde a 2931,80 lb/h (0,37 kg/s) y de acuerdo a los
operadores en el edificio de destilería en la planta, cada columna de vinazas en la realidad
demanda un flujo de vapor alrededor de 4000 lb/h (0,5 kg/s), por lo que el resultado obtenido de
la Tabla 6.3 presenta una desviación de 26 %.
En la Tabla 6.4 se muestran los resultados obtenidos a partir del balance de energía.
Considerando las pérdidas de calor, el valor del flujo de vapor vivo obtenido por el balance de
energía equivale a 4152,72 lb/h (0,52 kg/s). Mientras que cuando no se consideraron las pérdidas
de calor, por el balance de energía se obtuvo un caudal de vapor vivo equivalente a 4055,10 lb/hr
(0,51 kg/s), lo cual corresponde a una diferencia de 3,8 % y 1,9 %, respectivamente, con respecto
a lo reportado por los operadores.
Tabla 6.4. Resultados del balance de energía en la columna de vinazas
Parámetro
Con pérdidas de calor Sin pérdidas de calor
Flujo de vapor vivo (kg/s)
0,52
0,51
Flujo de vinazas (kg/s)
2,52
2,01
Pérdidas por radiación (J/s)
391,41
-
80
De acuerdo a lo reportado por los operadores sobre la demanda real de vapor en las columnas y
comparando con los resultados obtenidos en las Tablas 6.3 y 6.4, se puede decir que la suposición
hecha por el método de McCabe & Thiele (pérdidas de calor despreciables, flujo molar constante,
sistema ideal, entre otras) no se ajusta para el diseño de las columnas de Vinazas (una desviación
de 29,4% con respecto al obtenido considerando las pérdidas de calor y 27,7% para cuando no
hay pérdidas al ambiente). Sin embargo, tomando en cuenta el flujo volumétrico de alcohol
anhidro extraído por el tope y el de vinazas por el fondo de la columna (Tabla 6.3), se tiene que la
relación de W/Dalcohol es igual a 12,7. En el mismo sentido, si se toma el flujo de vinazas obtenido
del balance de energía, la relación de W/Dalcohol es igual a 13,5 (con pérdidas de calor) y de 10,76
(sin pérdidas de calor). Considerando lo reportado por la literatura (por cada litro de alcohol
anhidro se se obtienen 17 litros de vinazas), la desviación para las relaciones obtenidas son de
25,3%, 20,5% y 36,7%, respectivamente, por lo que se puede decir que los valores hallados por
medio de los balances del método McCabe & Thiele no se alejan de la realidad y son mejores a
los obtenidos a partir del balance de energía sin considerar las pérdidas de calor. Claramente
existe una diferencia entre los valores obtenidos, pero no se considera suficientemente grande
como para descartar los resultados obtenidos de los balances de masa del diseño por McCabe &
Thiele. Además, se recuerda que el método es una técnica aproximada que permite obtener
resultados preliminares que sirvan como base para cálculos rigurosos. Otro motivo de la
diferencia pudo haber sido la suposición para el diseño de la alimentación en condición de líquido
saturado (q = 1), ya que en la realidad el punto de saturación puede ser distinto porque lo
alimentado a la columna no es únicamente agua y etanol (la consideración de q = 1 es válida para
la presión y temperatura a la que se encuentra la alimentación, sin fuese solo una mezcla etanol –
agua). Asimismo, se puede considerar que otro motivo de la diferencia de los resultados es la
suposición de un condensador total en el tope, en vez de uno parcial conectado en serie con uno
total, ya que de esta forma el flujo de retorno de líquido a la columna es mayor.
Siguiendo con los resultados obtenidos del diseño, en las Figuras 6.4 y 6.5 se muestran,
respectivamente, composición del etanol en el vapor a lo largo de la columna y los perfiles de
temperatura (rocío). En la Figura 6.4 se observa la disminución de la concentración del etanol
desde el tope al fondo de la columna, debido a rectificación o purificación de la mezcla.
Asimismo se observa como después de la alimentación, en la zona de rectificación hay un
aumento en la purificación del etanol. En la Figura 6.5 se muestra el aumento de la temperatura
de rocío a medida que se baja por la columna (debido a la disminución de la composición del
81
etanol, componente liviano de la mezcla). En ambas figuras se observa una perturbación o
cambio en la tendencia de los perfiles alrededor del plato de alimentación, lo cual se debe a la
diferencia de las composiciones y temperatura entre la alimentación y la columna. Se puede
observar también que la influencia del plato de alimentación sobre el perfil de composición y
temperatura se recupera en la zona de agotamiento y se mantiene con una tendencia constante
porque ya no existen otras perturbaciones (alimentaciones o extracciones) y la mayoría del etanol
es rápidamente separado de la mezcla en la zona de la alimentación.
1
Composición etanol (molar)
0,9
0,8
0,7
0,6
Composición etanol
0,5
Composición agua
0,4
0,3
0,2
0,1
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
N° Etapa
Figura 6.4. Perfil de la composición del etanol a lo largo de la columna de vinazas diseñada
100,00
99,00
98,00
T (°C)
97,00
96,00
95,00
94,00
93,00
92,00
91,00
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
N° Etapas
Figura 6.5. Perfil de la temperatura de rocío en la columna de vinazas
82
Otro resultado del programa es el dimensionamiento de la columna de destilación.
Considerando los resultados de McCabe & Thiele, una velocidad de vapor igual al 80% de la
velocidad del gas durante la inundación, un espaciamiento entre platos de 0,45 m y que el área
ocupada por el derramadero es el 10 % del área total, se obtuvo un diámetro de 30,19 plg (0,77
m). Comparando con los diámetros de las columnas de vinazas instaladas en la planta (ver la
descripción de las columnas de vinazas en el Apéndice D), el diámetro obtenido presenta una
desviación del 16,6 % al 37,1 % (ya que el diámetro de las columnas varía entre 0,91 y 1,21 m).
Asimismo, considerando unos platos con un 65 % de eficiencia y 800 agujeros de ½ plg
(12,7 mm) de diámetro, se determinó que la altura de la columna y el área ocupada por los
agujeros en los platos es de 39,63 pies (12,05 m) y 81,44 plg2 (3,38.10-5 m2), respectivamente. En
la Tabla 6.5 se muestra el efecto sobre los resultados del cálculo del diámetro de la columna al
trabajar con diferentes velocidades de vapor.
Tabla 6.5. Estudio del efecto del porcentaje de inundación sobre el diámetro de la columna
% Inundación Diámetro (m)
70
0,82
75
0,79
85
0,74
Como se observa, en el rango de porcentaje de inundación recomendado (80 %), el diámetro de
la columna requerida es alrededor de 30 plg (0,76 m), lo cual si se compara con el diámetro de la
mayoría de las columnas de vinazas (0,91 m)), corresponde a una desviación del 16%. Asimismo,
para el caso de estudio, se determinó que el diámetro promedio de las columnas de Vinazas
corresponde a un porcentaje de inundación del 56 %.
Por último, en la Tabla 6.6 se muestra el efecto de trabajar las columnas de Vinazas con
diferentes relaciones de reflujo. Considerando una eficiencia de la columna de 65 % (propia de
las columnas con características similares a las de vinazas), se observa que a medida que se
aumenta el reflujo, se disminuye el número de etapas reales necesarias para lograr la separación.
Sin embargo, como se explico anteriormente, el aumentar el reflujo, operacionalmente tiene
asociado el incremento del consumo energético en el condensador ubicado en el tope (ya que se
necesita condensar más vapor que asciende de la columna).
Tabla 6.6. Efecto de variar el reflujo sobre el número de etapas teóricas
Rop/Rmin Rop N° Platos teóricos N° Plato alimentación N° platos reales
1,1
0,735
16
3
25
1,3
0,869
11
2
17
83
6.1.1. Estudio sobre la influencia de la ubicación del plato de alimentación
Con las condiciones iniciales de diseño de la Tabla 6.1, en la sección anterior se determinó que
el plato óptimo para introducir la alimentación es el número 2. En esta sección se estudia el
efecto que se logra cuando se varía la localización del plato de alimentación y se mantienen
constantes las mismas condiciones indicadas en la Tabla 6.1. En la Tabla 6.7 se muestra el
número de etapas requeridas de acuerdo al número del plato donde se introduce la alimentación.
Tabla 6.7. Número de etapas en la columna de acuerdo a la ubicación del plato de alimentación
N° Plato alimentación Número de etapas teóricas totales
4
14
5
15
6
16
Como se observa, al bajar la alimentación en la columna se incrementa el número de etapas
totales requeridas para lograr la separación. Si la columna de vinazas ya existiese, la acción de
aumentar la localización del plato de alimentación se traduce en una mayor demanda de
eficiencia a los platos ubicados en la sección de rectificación.
Debido a que la variación de la alimentación no puede ser realizado sin tomar en cuenta la
eficiencia de la columna (65 % en el caso de las columnas de vinazas, como ya se dijo), el
incremento de la demanda de eficiencia de los platos no puede ser hecho arbitrariamente. Como
solución, es necesario el aumento de reflujo a la columna y nuevamente se ve asociado el
incremento de la eficiencia con el consumo energético (en el rehervidor y condensador).
6.1.2. Estudio de las columnas reales de vinazas por el método de McCabe & Thiele
En esta sección se utilizó el método gráfico de McCabe & Thiele para realizar un estudio sobre
las columnas de vinazas reales, de acuerdo a la información recolectada sobre las condiciones de
operación y características de las mismas durante el tiempo de pasantía. Como ejemplo, se toman
las características de la columna V-500, cuyos datos operativos se muestran en la Tabla 6.8. Ya
que la empresa no mantiene información con respecto al reflujo utilizado en el proceso de
destilación, de acuerdo a la información en el capítulo 3, se fijó una relación Rop/Rmin de 1,2 para
el primer caso de estudio y luego se probó con otros valores.
Como resultados se obtuvo un número de etapas mínimas en condiciones de reflujo total igual a
3 y el reflujo mínimo para las condiciones de operación de la columna V-500 es de 1,203. Con la
84
relación de reflujo Rop/Rmin especificada en la Tabla 6.8, se obtiene un valor para el reflujo de
operación igual a 1,444.
Tabla 6.8. Datos operativos de la columna de Vinazas V-500
Parámetro
Valor
Caudal Alimentación (F)
250 l/m (4,17•10-3)
Condición térmica alimentación
q ≈ 1 (líquido saturado)
Temperatura alimentación
80°C (353,15 K)
Grado alcohólico alimentación
8 °GL
Grado alcohólico low wine
65 °GL
Grado alcohólico fondo
0 °GL
Temperatura en el tope de la columna
92°C (365,15 K)
Presión de operación manométrica
1300 mm H2O (13,17 kPa)
Relación de reflujo Rop/Rmin
1,2
Uso de rehervidor o calderín (vapor vivo)
Vapor vivo
Presencia de condensador parcial en el tope
Si
N° de platos reales
23
N° del plato de alimentación real
5
En la Figura 6.6 se muestra el diagrama de McCabe & Thiele correspondiente a la columna
V-500, con la cual se determinó que el número óptimo del plato teórico de alimentación es el N°
3 y en total se necesitan 12 etapas teóricas. De acuerdo al reflujo de operación y comparando el
número de platos reales que tiene la columna V-500 con los teóricos, se obtiene una eficiencia
global de 52 %.
0,30
0,25
0,20
Bisectriz
yetanol
Alimentación
0,15
Etapas de Equilibrio
Recta Alimentación
0,10
Recta Agotamiento
Recta Rectificación
0,05
Recta Alimentación
0,00
0,00
Polinómica (EVL)
0,05
0,10
0,15
xetanol
0,20
0,25
0,30
Figura. 6.6. Diagrama de McCabe & Thiele correspondiente a la columna V-500
85
Con respecto a los perfiles de temperatura y composiciones en la columna, se obtuvo la misma
tendencia observada en las Figuras 6.4 y 6.5.
En la Tabla 6.9 se muestran los resultados que se obtienen al variar el reflujo de la columna
V-500. De acuerdo a los valores reportados de eficiencia, la relación de Rop/Rmin igual a 1,1
corresponde a un resultado que está dentro de lo esperado para un tipo de columna como la de
vinazas. El valor anterior corresponde a un Rop igual a 1,3233.
Tabla 6.9. Influencia del reflujo sobre el estudio de McCabe & Thiele para la columna V-500
1,2 1,1 1,5
Rop/Rmin
N° Etapas teóricas correspondientes
12 15 9
N° óptimo plato teórico de alimentación
3
3
2
% Eficiencia
52 65 39
Plato de alimentación de acuerdo al % de eficiencia 6
4
5
En la Tabla 6.10 se muestra un resumen de los caudales del sistema, obtenidos por los balances
de masa de McCabe & Thiele una relación entre el reflujo de operación y el mínimo igual a 1,2.
Tabla 6.10. Resumen de las composiciones y caudales para la columna V-500
Nombre corriente xetanol (molar)
Mosto (F)
Low wine (D)
Retorno (L)
Vinazas (W)
Vapor vivo (V)
0,03
0,37
0,37
0,00
0,00
Flujo molar
(moles/s)
218,75
15,75
22,74
242,50
38,50
xetanol (vol.)
0,08
0,65
0,65
0,00
0,00
Flujo volumétrico
(m3/s)
4,17•10-3
5,13•10-3
7,45•10-4
4,35•10-3
6,93•10-3
Al realizar el balance de energía sobre la columna V-500, el calor perdido al ambiente es igual
741,44 J/s (considerando un 2 % del vapor vivo alimentado). El flujo de vapor vivo obtenido por
los balances de McCabe & Thiele corresponde a 5500,29 lb/h (0,693 kg/s), mientras que por el
balance de energía (considerando las pérdidas de calor) se obtuvo un caudal de vapor vivo y de
vinazas igual a 7866,51 lb/hr (0,99 kg/s) y 278,70 l/min (4,65•10-3 m3/s), respectivamente. La
desviación entre ambos resultados es de 30 % y 6 %, respectivamente. La relación de W/Dalcohol
para ambos casos fue de 13,04 y 13,93, lo cual representa una desviación de solo un 6 %. El valor
del flujo de vapor vivo y de vinazas, sin considerar pérdidas por radiación, fue de 7681,58 lb/h
(0,968 kg/s) y 220,2 l/min (3,67•10-3 m3/s), lo que al comparar con los resultados obtenidos a
partir de McCabe & Thiele, corresponde a una desviación de 28 % para el caudal de vapor vivo y
de 15 % con respecto a la relación W/Dalcohol. Como se explicó en la sección anterior, la
diferencia entre los valores obtenidos se debe a las aproximaciones y suposiciones hechas por el
método McCabe & Thiele.
86
Al realizar el dimensionamiento de la columna del ejemplo, se obtuvo un diámetro de 41 plg
(1,04 m) y una altura de 15,6 m (considerando una eficiencia de los platos del 65 % y un 80 % de
inundación). La columna V-500 instalada en la planta tiene un diámetro de 48 plg (1,22 m), por
lo que hay una diferencia de 15% entre las dos. Si se toma en cuenta que las columnas son
construidas con láminas rectangulares de cobre o acero inoxidable, una diferencia de 4 plg
(0,1016 m) en el radio de la columna, se traduce en una diferencia en la longitud de la lámina de
aproximadamente 0,6 m, lo cual puede ser tolerable si se toma en cuenta el costo de construir una
columnas de destilación.
6.2. Diseño y evaluación de columnas por medio del método riguroso Underwood
El método de diseño de Underwood es aplicable a columnas sencillas con alimentaciones
multicomponentes, por lo que se utilizó para el diseño de columnas de destilación del tipo
aldehídos y desmetilizadoras. Los resultados del diseño de las columnas aldehídos y
desmetilizadoras se muestran en las secciones 6.2.1 y 6.2.2, respectivamente.
6.2.1. Diseño y estudio de las columnas de Aldehídos por el método de Underwood
Para el caso ideal, en la Tabla 6.11 se muestran las condiciones típicas de una columna de
aldehídos que se utilizaron para realizar el diseño por el método riguroso de Underwood. Del
Apéndice C (Tabla C.1) se sabe que durante la fermentación se producen cerca de cincuenta
congéneres alcohólicos, pero para el diseño se tomaron solo los nueve que están presentes en la
mayor proporción. Asimismo, se considera que son los más representativos por sus características
organolépticas que influyen fuertemente en el producto final refinado El etanol y el agua se
seleccionaron como los componentes claves de la mezcla (clave liviano y pesado,
respectivamente), debido a que son los componentes con mayor concentración en la misma, si se
compara con la composición de los demás congéneres (zetanol ≈ 0,0789 y zagua ≈ 0,921, molar).
Para el caso de estudio se tiene como alimentación a la columna de aldehídos una mezcla de
agua de dilución y low wine, pero en ocasiones la alimentación también puede incluir un caudal
de retorno que se obtiene del tope de la columna rectificadora. De la mezcla de corrientes
alimentada a la columna, se tiene como alimentación final un caudal de 9,17•10-4 m3/s y a un
25,91 °GL (% volumétrico de alcohol anhidro).
87
Tabla 6.11. Datos iniciales para el diseño de una columna de Aldehídos
Tipo de alcohol alimentado
Low wine
Caudal alcohol alimentación (m3/s) 4,17•10-4
Grado alcohólico alimentación (°GL)
57
Caudal de agua de dilución (m3/s)
6,67•10-4
Temperatura de la alimentación (K)
305,15
Grado alcohólico del fondo (°GL)
12
Caudal del fondo (m3/s)
9,17•10-4
Relación Rop/Rmin
1,2
Compuesto clave liviano
Etanol
Compuesto clave pesado
Agua
El diseño de las columnas de aldehídos se realizó suponiendo que el líquido alimentado se
encuentra cerca de tener un q igual a 1 (líquido saturado), lo cual es válido a la presión y
temperatura aproximada de la corriente. En la Tabla 6.12 se muestra un resumen de la
composición de la corriente de alimentación a la columna de aldehídos. Como se puede observar,
los componentes con mayor concentración en la corriente son el etanol y el agua.
Tabla 6.12. Composición de la alimentación a la columna de Aldehídos
Nombre
Acetaldehído
Metanol
Acetato de Etilo
Propanol
Isobutanol
Alcohol Isoamílico
Furfurol
2-Butanol
Etanol
Agua
x (% vol) Caudal (m3/s) x (% molar) Caudal (moles/s)
4,49•10-6
4,87•10-9
1,70•10-6
8,65•10-5
-5
-8
-6
1,08•10
1,18•10
5,62•10
2,87•10-4
1,73•10-4
1,87•10-7
3,76•10-5
1,92•10-3
-4
-7
-5
2,73•10
2,95•10
7,75•10
3,95•10-3
5,28•10-7
1,13•10-4
5,75•10-3
4,88•10-4
-3
-6
-4
1,45•10
1,57•10
2,85•10
1,46•10-2
-8
-11
-9
1,89•10
2,05•10
4,85•10
2,5•10-7
2,71•10-8
2,93•10-11
6,28•10-9
3,17•10-7
-4
0,217
2,35•10
0,0789
4,02
0,921
46,99
0,781
8,47•10-4
De acuerdo a la especificación del °GL y el caudal de la corriente del producto de fondo, en la
Tabla 6.13 se muestra un estimado de la composición de la corriente de tope y fondo. Para dicha
tabla, además se supuso que el alcohol anhidro está constituido únicamente por etanol, lo cual no
se aleja de la realidad ya que como se observó en la Tabla 6.12 la composición de los demás
compuestos alcohólicos es casi nula (la sumatoria de todos los demás compuestos alcohólicos es
aproximadamente 0,002).
Tabla 6.13. Estimado de la composición de las corrientes de tope y fondo
Nombre xw (molar) W (moles/min) xD (molar) D (moles)
Etanol
0,04
113,08
0,496
128,40
Agua
0,96
2688,88
0,504
130,56
88
De la tabla anterior, se obtuvo que la temperatura de burbuja en el fondo de la columna es
101°C (374,15 K) y que la temperatura de rocío en el tope es igual a 93°C (366,15 K). Con
dichas temperaturas, la ecuación de Antoine y la presión del sistema, se obtuvo la Tabla 6.14.
Tabla 6.14. Presión de saturación y volatilidad relativa de los compuestos en el tope y en fondo
Nombre
Psattope (kPa) αtope Psatfondo (kPa) αfondo αpromedio
Acetaldehído
956,51
12,15
1146,99
10,89 11,51
Metanol
318,16
4,04
411,37
3,91
3,97
Acetato de Etilo
190,49
2,41
240,14
2,28
2,34
Propanol
85,11
1,08
115,51
1,09
1,08
Isobutanol
57,76
0,73
78,02
0,74
0,74
Alcohol Isoamílico
23,30
0,29
32,42
0,31
0,30
Furfurol
5,06
0,06
7,09
0,7
0,06
2-Butanol
82,07
1,03
109,43
1,04
1,03
Etanol
177,32
2,25
234,06
2,23
2,24
Agua
79,03
1
104,36
1
1
Por medio de la ecuación de Shiras se realizó una segunda estimación de la distribución de los
componentes y los resultados se muestran en la Tabla 6.15. Con el uso de la ecuación (4.14) se
determinó que el Lmin es igual a 17,6 moles/s y el destilado 4,32 moles/s, por lo que la relación de
reflujo mínimo es igual a 4,08 (Rmin = Lmin/D). De la Tabla 6.15 también se observa la que el
propanol y el 2-butanol distribuyen entre los claves. Asimismo, se observa que la cantidad de
acetato de etilo en el tope es inferior a la alimentada, por lo que se dice que el acetato de etilo
distribuye también.
Tabla 6.15. Estimación de la distribución de los componentes por medio de la ecuación de Shiras
Di (moles/s)
Nombre
di
Acetaldehído
4,15
8,65 10-5
Metanol
1,20
2,87 10-4
Acetato de Etilo
0,57
1,09 10-3
Etanol
0,53
2,13
Propanol
0,081
3,2 10-4
2-Butanol
0,061
1,97 10-8
Agua
0,046
2,18
Isobutanol
-0,055
0
Alcohol Isoamílico -0,22
0
Furfurol
-0,31
0
La tercera estimación de la distribución de los componentes en la columna se realizó con el
método riguroso de Underwood. Las raíces de la Ec. 3.15 se hallaron al utilizar el método
numérico Newton-Raphson. En el Apéndice K (disco) se muestran los resultados de las raíces.
89
Para hallar las soluciones al sistema de ecuaciones lineales generadas por el método de
Underwood, se plantea una matriz A de 11•11 con los resultados de la parte constante de la Ec.
(3.16) y un vector B de 11•1 con el resultado del otro lado de la igualdad. El propósito de lo
anterior, es que las incógnitas Di de la ecuación 3.16 sean halladas al multiplicar A por la inversa
de B, así, A/B = Di. Las matrices se muestran en el Apéndice K (disco). Para el caso del acetato
de etilo, el cual distribuye y se encuentra fuera de los componentes claves, se colocó como
destilado el valor hallado por medio de Shiras. En la Tabla 6.16 se muestra el resultado final de
los destilados en la columna de aldehídos.
Tabla 6.16. Destilados obtenidos por el método riguroso de Underwood (Rmin)
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
8,65•10-5
Metanol
2,86•10-4
Acetato de Etilo
1,08•10-3
Etanol
2,14
Propanol
3,16•10-4
2-Butanol
1,64 10-5
Agua
2,17
Isobutanol
0,00
Alcohol Isoamílico
0,00
Furfurol
0,00
21,91
Gmin
De la ecuación (4.14), se sabe que Rmin +1 es igual a Gmin entre la suma de los destilados, por lo
que se calculó un reflujo mínimo igual a 4,08. Asimismo, para el agua la suposición de la
distribución es correcta ya que el producto de cabezas y fondo contiene cierto volumen de agua.
Asimismo, de acuerdo a la relación especificada de Rop/Rmin en la Tabla 6.11, se tiene que el
reflujo de operación es igual a 4,89.
Luego de hallar la distribución de los componentes alimentados a la columna en condiciones de
Rmin, se utiliza la relación de Fenske (ecuación (3.17)), para estimar el número de etapas mínimas
requeridas para lograr la separación deseada. Como resultado se obtienen 3,91 etapas mínimas.
Asimismo, con la ecuación de Eduljee (ecuación (3,19)), se estimó que el número de etapas
teóricas requeridas para el reflujo de operación dado es de 9,95. Con la relación de Kirkbride se
determinó que la zona de rectificación consta de 5,48 etapas y la de agotamiento de 4,47.
El cálculo del destilado en condiciones de Rtotal se realizó al usar la ecuación 3.21, para la cual
el valor de RDW utilizado fue 0,0485. En la Tabla 6.17 se muestra la estimación de los destilados
en condiciones de Rtotal. Como se observa, todos los componentes alimentados a la columna se
90
presentan en el producto de tope, así sea solo en pequeñas trazas, lo cual era un resultado
esperado.
Tabla 6.17. Destilados de los compuestos a Rtotal
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
8,65•10-5
Metanol
2,61•10-4
Acetato de Etilo
1,10•10-3
Etanol
2,14
Propanol
2,5•10-4
2-Butanol
1,7 10-8
Agua
2,17
Isobutanol
8,5•10-5
Alcohol Isoamílico
6,66•10-6
Furfurol
0,00
Una vez determinada la distribución de los componentes en las condiciones de reflujo mínimo y
total, es necesario estimar la distribución de los elementos cuando la columna trabaja en las
condiciones de Rop. Los resultados se muestran en la Tabla 6.18. Para estimar la distribución a
Rop, se interpoló entre los valores de destilado obtenidos a Rmin y Rtotal.
Como se observa, los valores de los destilados en Rop se encuentran entre los resultados de las
Tablas 6.16 y 6.17, pero la distribución de los componentes es más cercana a la obtenida en
condiciones de reflujo mínimo.
Tabla 6.18. Destilados en condiciones de Rop
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
8,65•10-5
Metanol
2,83•10-4
Acetato de Etilo
1,10•10-3
Etanol
2,14
Propanol
3•10-4
2-Butanol
1,64 10-8
Agua
2,17
Isobutanol
1,17•10-5
Alcohol Isoamílico
9,17•10-7
Furfurol
0,00
Asimismo, del resultado de la distribución a Rop se obtiene un grado alcohólico en la base de
12,2°GL, lo cual corresponde a lo reportado por las personas encargadas del área, los cuales
indican un grado alcohólico en el producto de fondo entre 12 y 18. Con lo anterior, se puede
decir que la elección de los componentes claves y la suposición hecha para obtener los valores de
Tburb y Trocío en el fondo y tope de la columna, es adecuada.
91
Luego del caso ideal, se realizó el mismo procedimiento de diseño de la columna de aldehídos,
pero considerando el coeficiente de actividad (γ) del etanol y el agua en el cálculo de la constante
de equilibrio. Se supuso que los demás compuestos tenían un comportamiento ideal dentro de la
mezcla debido a que sus concentraciones son muy bajas y el efecto termodinámico es pequeño.
En el caso no ideal, con el grado alcohólico y el caudal de la corriente de fondo (idéntico a lo
obtenido en condiciones de idealidad), se halló la Tburbuja en el fondo y en el tope y con la misma
se obtuvo la volatilidad relativa de los elementos en dichas zonas. El valor de la Tburbuja en el tope
es de 81,5 °C y en el fondo de 93,5 °C. Los valores de los coeficientes de actividad hallados con
la relación de Wilson binaria se muestran en la Tabla 6.19.
Tabla 6.19. Coeficientes de actividad del etanol y el agua en el tope y en el fondo de la columna
γfondo
Nombre γtope
Etanol 1,2687 4,333
Agua
1,447 1,007
Los resultados de la presión de saturación y la volatilidad relativa de los elementos, se muestran
a continuación en la Tabla 6.20
Tabla 6.20. Presión de saturación y volatilidad relativa de los compuestos en el tope y en fondo
Nombre
Psattope (kPa) αtope Psatfondo (kPa) αfondo αpromedio
Acetaldehído
729,54
9,97
968,67
12,01 10,94
Metanol
214,81
2,94
323,23
4,01
3,43
Acetato de Etilo
131,72
1,80
191,50
2,39
2,07
Propanol
52,69
0,73
86,13
1,07
0,88
Isobutanol
35,46
0,48
57,75
0,73
0,59
Alcohol Isoamílico
13,17
0,19
23,30
0,29
0,23
Furfurol
2,84
0,038
5,17
0,064
0,05
2-Butanol
50,66
0,69
83,08
1,03
0,85
Etanol
115,51
2,01
189,36
9,71
4,41
Agua
49,64
1
80,04
1
1
Los resultados de la relación de Shiras aplicada en el sistema se muestran en la Tabla 6.21 y
como se observa, los componentes propanol y 2-butanol distribuyen junto con los claves.
Tabla 6.21. Estimación de la distribución de los componentes por medio de la ecuación de Shiras
Nombre
Di (moles/s)
di
Acetaldehído
1,46
1,26•10-4
Etanol
0,53
2,13
Metanol
0,39
1,12•10-4
Acetato de etilo 0,19
3,82•10-4
Agua
0,046
2,18
Propanol
0,030
1,19•10-4
92
Tabla 6.21. Estimación de la distribución de los componentes por medio de la ecuación de Shiras
(continuación)
2-Butanol
0,024 7,81•10-9
Isobutanol
-0,012
0
Alcohol isoamilico -0,063
0
Furfurol
-0,089
0
La tercera estimación de la distribución de los componentes en la columna se realizó con el
método riguroso de Underwood de la misma manera que se hizo en el caso ideal y los resultados
se muestran en la Tabla 6.22.
Tabla 6.22. Destilados obtenidos por el método riguroso de Underwood (Rmin)
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
8,65•10-5
Etanol
2,14
Metanol
1,13•10-3
Acetato de etilo
3,83•10-4
Agua
2,17
Propanol
1,19•10-4
2-Butanol
7,81•10-9
Isobutanol
0,00
Alcohol isoamilico
0,00
Furfurol
0,00
552,58
Gmin
De la ecuación 4.14, se obtiene que Rmin es igual a 1,13. Asimismo, para el agua la suposición
de la distribución es adecuada ya que el producto de cabezas y fondo contiene cierto volumen de
agua. También, de la relación especificada en la Tabla 6.11, se tiene que el Rop es igual a 1,36.
Luego de hallar la distribución de los componentes alimentados a la columna en condiciones de
Rmin, de la relación de Fenske se obtienen 2,12 etapas mínimas. Asimismo, con la ecuación de
Eduljee se calculó que el número de etapas teóricas requeridas para el reflujo de operación dado
es de 6,98. Con la relación de Kirkbride se determinó que la zona de rectificación consta de 3,48
etapas y la de agotamiento de 3,51. Al comparar con los resultados anteriores en condiciones
ideales termodinámicas, se observa que para el caso ideal se necesitan más etapas para lograr la
separación indicada, lo cual se debe a que en el caso ideal la diferencia entre la volatilidad entre
los claves es menor. Lo anterior se debe a la introducción del coeficiente de actividad únicamente
del etanol y el agua en los cálculos de la segunda parte, y para obtener un valor más adecuado, es
recomendable hallar los coeficientes del resto de los componentes alcohólicos presentes en la
mezcla y verificar cuales son los resultados.
93
En condiciones de Rtotal, el valor de RDW utilizado fue 0,0485 y en la Tabla 6.23 se muestra la
estimación de los destilados en dicha condición de reflujo. Como se observa, al igual que para las
sección con cálculos ideales, todos los componentes alimentados a la columna se presentan en el
producto de tope, así sea solo en pequeñas trazas, lo cual era un resultado esperado.
Tabla 6.23. Destilados de los compuestos a Rtotal
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
7,68•10-5
Etanol
2,14
Metanol
1,14•10-4
Acetato de etilo
3,56•10-4
Agua
2,17
Propanol
1,43•10-4
2-Butanol
1,05•10-8
Isobutanol
9,03•10-4
Alcohol isoamilico
3,20•10-5
Furfurol
2,08•10-11
Los resultados de trabajar a Rop se muestran en la Tabla 6.24. Como se observa, los valores de
los destilados en Rop se encuentran entre los resultados de las Tablas 6.22 y 6.23, pero la
distribución de los componentes es más cercana a la obtenida en condiciones de reflujo mínimo.
Asimismo, del resultado de la distribución a Rop se obtiene un grado alcohólico en la base de
12,2 °GL, lo cual corresponde a lo reportado por las personas encargadas del área.
Tabla 6.24. Destilados en condiciones de Rop
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
8,55•10-5
Etanol
2,14
Metanol
1,13•10-4
Acetato de etilo
4,5•10-4
Agua
2,17
Propanol
1,22•10-4
2-Butanol
8,07•10-8
Isobutanol
8,67•10-5
Alcohol isoamilico
3,06•10-6
Furfurol
1,98•10-12
6.2.1.1. Dimensionamiento de una columna aldehídos
En la Tabla 6.25 se muestran los datos iniciales utilizados para llevar a cabo el
dimensionamiento de una columna de aldehídos. En esta sección, se considera un porcentaje de
94
eficiencia de 65% para los platos, un 80 % de inundación y que la mezcla tiene la característica
de no formar espuma.
Tabla 6.25. Datos iniciales para el diseño de una columna de aldehídos
Número de agujeros
50
Diámetro de los agujeros (m)
0,0127
Espaciamiento (m)
0,45
Área ocupada por el derramadero (% Atotal)
10
Los resultados del dimensionamiento de la columna de aldehídos se muestran en la Tabla 6.26,
tanto para el caso ideal como para el que considera el coeficiente de actividad del agua y el
etanol. Comparando con las características reales de las columnas de aldehídos mostradas en el
Apéndice D, el diámetro obtenido de la columna se encuentra bastante cercano a la realidad, por
lo que el porcentaje de inundación planteado es correcto. Vale decir, que al aumentar o disminuir
el porcentaje de inundación de la columna, el diámetro calculado de la misma se ve afectado
(disminuye o aumenta, respectivamente), por lo que el diseño a un 80 % de inundación es
satisfactorio para las columnas de aldehídos. Por el contrario, para el caso no ideal, el diámetro de
la columna es menor al observado en las columnas reales, lo cual puede deberse a diferencias con
los flujos obtenidos de vapor dentro de la columna o que el porcentaje de inundación debe ser
menor (si el porcentaje de inundación es menor, mayor es el diámetro).
Tabla 6.26. Resultados del dimensionamiento de la columna de Aldehídos
Característica
Caso ideal Caso no ideal
Diámetro (m)
1,1
0,7
Altura (m)
5,67
5,18
Área derramadero (m2)
0,094
0,038
0,10
0,10
Área agujeros (m2)
% Inundación
80
80
Para el caso no ideal, para obtener un diámetro de 0,94 m (promedio del diámetro de las
columnas de aldehídos utilizadas en la planta) el porcentaje de inundación es de 45.
6.2.1.2. Evaluación de una columna de aldehídos a partir de los resultados obtenidos del
diseño por Underwood
Esta sección es útil si se desea comparar los resultados obtenidos a partir del diseño con los
valores reales de una columna. Por ejemplo, si se quiere comparar con la columna A-900, los
resultados se muestran en la Tabla 6.27. De dicha tabla, se dice que para las condiciones dadas en
la Tabla 6.11 y en el caso ideal, la eficiencia global de los platos de la columna es de 22 % y la
95
diferencia del diámetro es del 7 %. Para el caso no ideal, la eficiencia de la columna es del 15 %
y la desviación del resultado del diámetro (a una velocidad de inundación del 80 %) es de 30 %.
Tabla 6.27. Evaluación de la columna A-900
Columna N° de platos Diámetro (m)
A-900
40
0,8
Sin embargo, para el caso ideal, si se supone una eficiencia de la columna del 45 % (el doble de
la obtenida, que corresponde a 18 platos teóricos), entonces a partir de la ecuación de Eduljee, se
obtiene un reflujo de operación recomendado de 4,08, es decir, 1,0005 veces el reflujo mínimo
obtenido por el método de Underwood. Para el caso ideal, si se supone una eficiencia del doble a
la obtenida (30 %), el reflujo de operación es de 1,13, lo que corresponde a un Rop/Rmin de 1,0004.
Se podría decir que los valores obtenidos, debido a que trabajar en condiciones tan cerca de Rmin
es poco viable, son producto de las desviaciones de los cálculos.
6.2.2. Diseño y estudio de las columnas desmetilizadoras por el método de Underwood
En la presente sección se presentan los resultados alcanzados en el diseño y evaluación de las
columnas desmetilizadoras con el método de Underwood riguroso. Debido a que este tipo de
columna trabaja con una alimentación constituida por una mezcla de varias salidas de producto
de diferentes columnas Rectificadoras, el modelo de cálculo se realizó para que sea posible
especificar hasta cuatro corrientes de alimentación que son mezcladas antes de introducirse a la
columna. En las Tablas 6.28 y 6.29 se muestran las definiciones utilizadas como datos iniciales
para el cálculo.
Tabla 6.28. Caudal y grado alcohólico de las corrientes de alimentación a la columna
desmetilizadora
Parámetro
Grado alcohólico (°GL)
Caudal (m3/s)
F1
96,7
F2
96,7
F3
96,7
F4
96,7
1,67•10-4 3,33 •10-4 2,50 •10-4 5,00 •10-4
La unidad utilizada para indicar la composición de los componentes en las alimentaciones de la
columna desmetilizadora (mg/100 ml A.A.), es la utilizada por los equipos de cromatografía en la
planta, los cuales se encargan de determinar la concentración de los congéneres en los productos
finales del destilado. La multiplicación del valor por diez da como resultado los ppm (partes por
millón) del compuesto que se encuentra en la mezcla.
96
Tabla 6.29. Composición de las corrientes de alimentación
Nombre
F1
F2
F3
F4
Composición Metanol Composición Acetato de Etilo
(mg/100 ml A.A)
(mg/100 ml A.A)
400
230
2000
550
1200
100
500
200
Al igual que para el diseño de la columna de aldehídos, se considera que la alimentación
introducida a la columna se encuentra cerca a un q igual a 1 (líquido saturado). La consideración
de los claves se basó en que el objetivo fundamental de la columna es separar el metanol de la
mezcla por el tope. Asimismo, en la Tabla 6.30 se muestran los datos sobre las condiciones de
operación de la columna.
Tabla 6.30. Datos iniciales de para el diseño de una columna desmetilizadora
Temperatura en el tope de la columna (K)
353,15
Temperatura de la alimentación (K)
308,15
Relación Rop/Rmin
1,2
Compuesto clave liviano
Metanol
% Recuperación molar del CL en el tope
99
Componente clave pesado
Etanol
Grado Alcohólico en el producto de fondo (°GL)
96,5
La Tabla 6.31 muestra un resumen del caudal alimentado a la columna.
Tabla 6.31. Flujo y composición final de lo alimentado a la columna desmetilizadora
Nombre
x (% molar) Caudal (moles/s) x (% volumétrico) Caudal (m3/s)
Metanol
0,016
0,383
0,013
1,57 •10-5
-2
Acetato de etilo
0,0016
2,28 •10
0,0030
3,67 •10-6
Etanol
0,88
2,04
0,95
1,19 •10-3
Agua
0,099
2,29
0,033
4,12 •10-5
Con el dato del porcentaje de recuperación en el tope y el grado alcohólico en el producto de
fondo, se estimó el caudal de metanol y etanol en dichas salidas. Debido a que la composición en
el tope de metanol debería ser alta y baja en el fondo, se supone que el alcohol anhidro obtenido
por el fondo es fundamentalmente etanol y por el tope es una mezcla de etanol con metanol. El
resultado de la estimación de los caudales se muestra en la Tabla 6.32.
Tabla 6.32. Estimado de la composición de la corriente de tope de la columna desmetilizadora
Corriente de tope Metanol
Etanol
Agua
x (% molar)
0,25
0,68
0,063
Flujo (moles/min)
0,38
1,02
0,095
x (% volumétrico)
0,20
3,57
0,102
Caudal (m3/s)
1,55 •10-5 1,30 •10-5 3,67•10-7
97
Tal como se hizo en el diseño de la columna de aldehídos, se plantearon dos escenarios de
cálculos: suponiendo idealidad y tomando en cuenta el coeficiente de actividad del etanol y el
agua. Para el caso ideal la temperatura de rocío en el tope, para el ejemplo de diseño, fue de
352,94 K y la de burbuja 349,35 K. Para el fondo, la temperatura de burbuja fue de 355,45 K.
A continuación en la Tabla 6.33 se muestran los resultados de la volatilidad promedio entre la
obtenida en el tope a Trocío y en el fondo a Tburbuja. Como se observa, el acetato de etilo se
encuentra distribuyendo entre los componentes claves.
Tabla 6.33. Volatilidad relativa promedio en la columna desmetilizadora
Nombre
αpromedio
Acetaldehído
6,36
Metanol
1,86
Acetato de Etilo
1,15
Etanol
1,00
Agua
0,43
En la Tabla 6.34 se muestra la estimación de los destilados por medio de las ecuaciones de
Shiras (ecuaciones 3.13 y 3.14). Por la ecuación (3.14) se determinó que el Lmin es igual a
24,01 moles/s y el destilado 1,4 moles/s, por lo que la relación de reflujo mínimo es igual a 17,08.
El valor del destilado para el acetaldehído es cero debido a que en el caso de ejemplo no se
alimenta dicho compuesto.
Tabla 6.34. Estimación de la distribución de los componentes por medio de la ecuación de Shiras
Nombre
Di (moles/s)
di
Acetaldehído
5,87
0,00
Metanol
0,99
0,38
Acetato de etilo 0,20
7,83 •10-3
Etanol
0,05
1,02
Agua
-0,56
La siguiente estimación de los destilados en la columna desmetilizadora del ejemplo, se realizó
con Underwood riguroso. Con el método numérico Newton-Raphson se consiguen las raíces de la
Ec. (3.15).
Debido a que a la columna Desmetilizadora generalmente se alimentan los componentes
livianos declarados al inicio del ejemplo, se planteó una matriz A de 6•6 con los resultados de la
parte constantes de la Ec. (3.16) y un vector B de 6•1 con el resultado de la igualdad. En la Tabla
6.35 se muestra el resultado final de los destilados en la columna de desmetilizadora. De la
ecuación 3.14, se sabe que Rmin es igual a 15,86. Como se observa, el alcohol extraído por el tope
98
de la columna desmetilizadora tiene un porcentaje de etanol presente, razón por la cual este
producto es redestilado en varias ocasiones para remover el etanol contenido.
Tabla 6.35. Destilados obtenidos por el método riguroso de Underwood (Rmin)
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
0,00
Metanol
0,38
Acetato de etilo 7,83 •10-3
Etanol
1,02
Agua
0,00
23,72
Gmin
Luego para estimar el número de etapas mínimas requeridas, se utilizó la relación de Fenske y
se determinó que para lograr la separación se necesitan 12,12 etapas mínimas. Para hallar el
número de etapas requeridas para un reflujo de operación dado, se utilizó nuevamente la Ec.
(3.19) de Eduljee. De acuerdo a la relación especificada en la Tabla 6.25 de Rop/Rmin, se tiene que
el reflujo de operación es igual a 19,04 y que el número de etapas teóricas correspondientes es de
24,61. Finalmente, con la relación de Kirkbride se determinó que la zona de rectificación está
constituida por 13,54 platos y la de agotamiento por 11,07.
Asimismo, se realizó un estimado de los destilados en condiciones de reflujo total de la misma
forma que para la columna de aldehídos (ecuación 3.21). El valor hallado de RDW es de 0,0526 y
los resultados se muestran en la Tabla 6.36. Como se observa, todos los componentes se
presentan en el tope de la columna, pero si se compara con la distribución obtenida en
condiciones de Rmin, se nota que del acetato de etilo aumenta ligeramente su presencia en el tope
porque al regresar más componentes livianos al tope de la columna, más purificación se logra en
el producto extraído.
Tabla 6.36. Destilados molares en condiciones de reflujo total
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
0,00
Metanol
0,38
Acetato de etilo 8,00 •10-3
Etanol
1,02
Agua
5,20•10-6
Luego, se estimaron los destilados en condiciones de Rop. Para ello, se interpoló entre los
valores obtenidos de destilado a Rmin y Rtotal y los resultados se muestran en la Tabla 6.37. Como
se observa, la distribución de los componentes es fue cercana a la obtenida cuando se diseñó en
condiciones de reflujo mínimo.
99
Tabla 6.37. Destilados en condiciones de reflujo de operación
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
0,00
Metanol
0,38
Acetato de etilo 7,83 •10-3
Etanol
1,02
Agua
8,25•10-7
Para el segundo caso, donde se consideran los coeficientes de actividad del etanol y el agua, se
determinó que la temperatura de burbuja en el fondo y en el tope es de 353,65 K y 347,65 K,
respectivamente. El coeficiente de actividad obtenido para el etanol y el agua en las dos zonas de
la columna se muestra en la Tabla 6.38.
Tabla 6.38. Coeficientes de actividad para el etanol y el agua en el fondo y tope de la columna
desmetilizadora
Salida de producto Etanol Agua
Fondo
1,01
2,39
Tope
1,18
2,83
La volatilidad relativa promedio hallada de la columna se muestra en la Tabla 6.39.
Tabla 6.39. Volatilidad relativa promedio en la columna desmetilizadora
Nombre
αpromedio
Acetaldehído
6,13
Metanol
1,73
Acetato de Etilo
1,07
Agua
1,03
Etanol
1
Como se observa, la diferencia entre la volatilidad de los compuestos claves es menor a la que
había cuando se trabajó suponiendo idealidad (ver Tabla 6.33) y en el segundo caso, además, el
agua distribuye entre los componentes claves de la columna.
Por medio de la ecuación Shiras, en la Tabla 6.40 se muestra la estimación de los destilados
(ecuaciones 3.13 y 3.14). Por la ecuación 3.14 se determinó que el Lmin es igual a 25,83 moles/s y
el destilado 2,7 moles/s, por lo que la relación de reflujo mínimo es igual a 9,38. El valor del
destilado para el acetaldehído es cero debido a que en el caso de ejemplo no se alimenta dicho
compuesto.
Tabla 6.40. Estimación de la distribución de los componentes por medio de la ecuación de Shiras
Nombre
di Di (moles/s)
Acetaldehído 6,35
0,00
Metanol
0,99
0,38
100
Tabla 6.40. Estimación de la distribución de los componentes por medio de la ecuación de Shiras
(continuación)
Acetato de etilo 0,19 7,00•10-3
Agua
0,14
0,33
Etanol
0,10
2,04
La siguiente estimación de los destilados se realizó por medio del método Underwood riguroso,
utilizando el método numérico Newton-Raphson para conseguir las raíces de la Ec. 3.15. En la
Tabla 6.41 se muestra el resultado final de los destilados en la columna de desmetilizadora.
Tabla 6.41. Destilados obtenidos por el método riguroso de Underwood (Rmin)
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
0,00
Metanol
0,38
Acetato de etilo
7,17•10-3
Agua
0,33
Etanol
2,04
28,58
Gmin
De la ecuación 3.14, se obtiene que el reflujo mínimo es igual a 9,37 y de la especificación
realizada en la Tabla 6.25, se obtiene un Rop de 11,26. Luego para estimar el número de etapas
mínimas requeridas, se utilizó la relación de Fenske (ecuación 3.17) y se obtuvo como resultado
12,39 etapas mínimas. Para hallar el número de etapas requeridas para un reflujo de operación
dado, se utilizó la Ec. (3.19) de Eduljee y se determinó que se requieren 25,39 etapas de
equilibrio teóricas para lograr la separación deseada. Finalmente, con la relación de Kirkbride se
obtuvo que la zona de rectificación está constituida por 13,40 platos y la de agotamiento por
11,99.
En condiciones de reflujo total, de la misma forma que para la columna de aldehídos (ecuación
3.21), se estimó un valor de RDW igual a 0,1111. Los resultados de los destilados para cada
elemento se muestran en la Tabla 6.42. Como se observa, todos los componentes se presentan en
el tope de la columna, pero si se compara con la distribución obtenida en condiciones de Rmin, se
nota que el destilado del acetato de etilo y el agua aumentan ligeramente en el tope, porque al
regresar más componentes livianos al tope de la columna, se logra mayor purificación del
producto.
Tabla 6.42. Destilados molares en condiciones de reflujo total
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
0,00
Metanol
0,38
101
Tabla 6.42. Destilados molares en condiciones de reflujo total (continuación)
Acetato de etilo 7,83•10-3
Agua
0,34
Etanol
2,04
Asimismo, se estimaron los destilados en condiciones de Rop. Para ello, se interpoló entre los
valores obtenidos de destilado a Rmin y Rtotal y los resultados se muestran en la Tabla 6.43.
Tabla 6.43. Destilados en condiciones de reflujo de operación
Nombre
Di (moles/s)
Acetaldehído
0,00
Metanol
0,38
Acetato de etilo
7,16•10-3
Agua
0,33
Etanol
2,04
De acuerdo a lo obtenido entre los dos escenarios y comparando con lo esperado en la realidad,
se puede decir que la utilización de los coeficientes de actividad es un procedimiento adecuado en
el tope de la columna desmetilizadora en la realidad se consigue un 4 % volumétrico de agua).
6.2.2.1 Diseño hidráulico de la columna desmetilizadora
En la Tabla 6.44 se muestran los datos utilizados para llevar a cabo el diseño hidráulico de las
columnas desmetilizadoras. Para ello se supuso una eficiencia de 65 % para los platos, una
velocidad de vapor al 80 % de la velocidad de inundación y que la mezcla no forma espuma.
Tabla 6.44. Datos iniciales para el diseño de una columna desmetilizadora
Número de agujeros
45
Diámetro de los agujeros (m)
0,0381
Espaciamiento (m)
0,40
10
Área ocupada por el derramadero (% Atotal)
En la Tabla 6.45 se observan los resultados del dimensionamiento de la columna
desmetilizadora tanto para el caso ideal como para el no ideal. Comparando con las
características reales de las columnas desmetilizadoras mostradas en el Apéndice D, el diámetro
obtenido de la columna por el diseño se encuentra cercano a la realidad, por lo que el porcentaje
de inundación planteado es correcto, ya que al aumentar o disminuir el porcentaje señalado de
inundación de la columna, el diámetro de la misma se ve afectado (disminuye o aumenta,
respectivamente).
102
Tabla 6.45. Resultados del dimensionamiento de la columna desmetilizadora
Diámetro (m)
Altura (m)
Área derramadero (m2)
Área agujeros (m2)
% Inundación
Caso ideal Caso no ideal
1,6
1,7
9,2
9,4
0,16
0,19
0,051
0,051
80
80
De acuerdo a lo observado en las columnas desmetilizadoras instaladas en la planta de DUSA,
las columnas tienen un diámetro promedio de 1,15 m, lo cual equivale a un porcentaje de
desviación de 28 % y 32 % para el caso ideal y no ideal, respectivamente.
6.2.2.2. Evaluación de los resultados obtenidos a partir del diseño por Underwood de una
columna desmetilizadora
Si el diseño de la columna por el método de Underwood se basó, por ejemplo, en los datos
reales de la columna D-900, los resultados de la comparación se muestran en la Tabla 6.46. Para
las condiciones dadas en la Tabla 6.30 la eficiencia de la columna es de 46 % en el caso ideal, y
de 49 % en el caso no ideal.
Tabla 6.46. Evaluación de la columna D-900
Platos
N° de platos Diámetro (m)
Teóricos ideal
23,6
1,6
Teóricos no ideales
24,4
1,7
Reales
50
1,4
Sin embargo, si se supone una eficiencia de la columna del 60 % (30 platos teóricos), a partir de
la ecuación de Eduljee, se obtiene un reflujo de operación recomendado de 17,26 para el caso
ideal y de 10,32 para el escenario no ideal, es decir, 1,08 y 1,1 veces el reflujo mínimo obtenido
en el diseño.
6.3. Diseño y evaluación de columnas por medio del método de Hengstebeck
El método de diseño de Hengstebeck se utilizó para diseñar columnas de destilación similares a
las columnas complejas de rectificación que se encuentran en la planta de DUSA. En la Tabla
6.47 se muestran los datos iniciales usados como ejemplo para realizar el cálculo de diseño de
una columna compleja de rectificación. La selección de los claves se basó en la composición
mayoritaria de los mismos en la alimentación.
103
Tabla 6.47. Datos iniciales de la columna y producto lateral
Temperatura en la zona de alimentación (K) 359,65
Relación de reflujo R2
4
Relación de reflujo R1
1,6
Compuesto Clave Liviano
Etanol
Compuesto Clave Pesado
Agua
Grado Alcohólico Producto (°GL)
95
Porcentaje de pérdida por el fondo
0,01
En la Tabla 6.48 se muestra los datos definidos de la alimentación proveniente de la base de la
columna de Aldehídos.
Tabla 6.48. Datos iniciales de la alimentación
Grado alcohólico (°GL)
18
Caudal (m3/s)
7,5•10-4
Temperatura (K)
333,15
Composición Acetaldehído (mg/100 ml A.A.)
1,44
Composición Metanol (mg/100 ml A.A.)
5,63
Composición Acetato de Etilo (mg/100 ml A.A.)
0,1
Composición Propanol (mg/100 ml A.A.)
292,55
Composición Isobutanol (mg/100 ml A.A.)
517,46
Composición Alcohol Isoamílico (mg/100 ml A.A.) 2949,5
Composición Furfurol (mg/100 ml A.A.)
0,1
Composición 2-Butanol (mg/100 ml A.A.)
0,1
En la Tabla 6.49 se especifica el grado alcohólico y el porcentaje de recuperación molar de los
componentes livianos por el tope de la columna. Se supone, por el método de Hengstebeck, que
la presencia de los alcoholes pesados en el tope es nula.
Tabla 6.49. Datos iniciales para la corriente de Retorno
Grado alcohólico (°GL)
95,5
% Recuperación molar del acetaldehído
95
% Recuperación molar del metanol
85
% Recuperación molar del acetato de etilo 95
% Recuperación molar del etanol
35
En la Tabla 6.50 se muestran las especificaciones de la extracción de ésteres. Se fijó un
porcentaje de recuperación mínimo de los componentes livianos, que aunque pueda considerarse
como pérdidas, son recuperados en procesos posteriores de redestilado. Asimismo, tomando en
cuenta lo explicado en el capítulo sobre la teoría de la destilación, se puede observar que
esencialmente los congéneres presentes en la corriente de ésteres son el propanol y el isobutanol,
con algunas trazas de componentes livianos y alcohol isoamílico.
104
Tabla 6.50. Datos iniciales para la corriente de ésteres
Grado Alcohólico (°GL)
% Recuperación molar de acetaldehído
% Recuperación molar de metanol
% Recuperación molar de acetato de etilo
% Recuperación molar de propanol
% Recuperación molar de isobutanol
% Recuperación molar de alcohol isoamílico
% Recuperación molar de etanol
90
1
1
1
80
80
30
5
Los datos iniciales para la extracción lateral de aceites se muestran en la Tabla 6.51.
Nuevamente se especificó un porcentaje de recuperación de los componentes livianos por la
extracción. Los congéneres en la corriente fundamentalmente son los más pesados, furfurol y
2-butanol. Es necesario destacar que el grado alcohólico de la corriente es mucho menor
comparado con las demás extracciones, debido a que se espera que la salida esté solo algunos
platos por encima de la alimentación (la purificación lograda para este punto no debe ser alta).
Tabla 6.51. Datos iniciales para la corriente de aceites
Grado Alcohólico (°GL)
60
% Recuperación molar de acetaldehído
1
% Recuperación molar de metanol
1
% Recuperación molar de acetato de etilo 1
% Recuperación molar de furfurol
90
% Recuperación molar de 2-butanol
90
% Recuperación molar de etanol
5
Se define que la recuperación restante de los congéneres pesados debe estar distribuida entre las
dos salidas laterales (ésteres y aceites) debido a las suposiciones de pérdida de alcohol por la base
y la ausencia de los mismos en el tope de la columna. Entonces, los porcentajes de recuperación
restantes de los componentes pesados en cada salida se muestran en la Tabla 6.52.
Tabla 6.52. Porcentaje de recuperación molar por las extracciones laterales
Nombre
Furfurol
2-Butanol
Propanol
Isobutanol
Alcohol isoamilico
Salida ésteres
8
8
-
Salida aceites
20
20
70
De la diferencia entre los porcentajes de recuperación molar indicados, se obtiene la Tabla 6.53,
donde se muestra el porcentaje de recuperación de los congéneres en la extracción de producto.
105
Tabla 6.53. Porcentaje de recuperación molar para la extracción de Producto
Nombre
% Recuperación molar
Acetaldehído
3
Metanol
13
Acetato de etilo
3
Etano
54,99
Del balance de masa sobre la columna, debido a las pérdidas especificadas en la Tabla 6.47, se
calculó que el grado alcohólico en la base es de 0,0024, lo cual es insignificante y por ello el
producto es utilizado como agua en la columna de aldehídos y otros servicios.
En la Figura 6.7 se muestra el diagrama obtenido de Hengstebeck para el caso ideal. Utilizando
la Ecs. (3.22) y (3.23) se obtuvieron las composiciones equivalentes o puntos finales del
componente clave liviano utilizados en la Figura 6.7. Los parámetros de las rectas de equilibrio
en la zona de rectificación (pendiente y corte con el eje vertical) se obtuvieron con las ecuaciones
(3.32) y (3.33). Para la zona de agotamiento se utilizaron las Ecs. (3.36) y (3.37).
1,00
0,90
0,80
EVL
D
Spe
See
Sae
Ze
Recta Zona 1
Recta Zona 2
Recta Zona 3
Recta Zona 4
Recta Zona 5
Etapas Equilibrio
yetanol (molar)
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
xetanol (molar)
Figura 6.7. Diagrama de Hengstebeck para la columna rectificadora en el caso ideal
Como se observa, el punto de unión entre las rectas de la zona de rectificación y la de
agotamiento se encuentra fuera del área de la curva de equilibrio, por lo que el reflujo utilizado es
muy bajo y no se pueden trazar todas las etapas necesarias para lograr el diseño. Por lo que para
este caso ideal, se plantea un reflujo R2 igual a 10 y un R1 igual a 3. El resultado se muestra en la
Figura 6.8.
106
0,90
0,80
EVL
D
Spe
See
Sae
Ze
Recta Zona 1
Recta Zona 2
Recta Zona 3
Recta Zona 4
Recta Zona 5
Etapas Equilibrio
yetanol (molar)
0,70
0,60
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
xetanol (molar)
Figura 6.8 (a). Diagrama de Hengstebeck ideal mejorado
0,10
0,09
0,08
EVL
D
Spe
See
Sae
Ze
Recta Zona 1
Recta Zona 2
Recta Zona 3
Recta Zona 4
Recta Zona 5
Etapas Equilibrio
yetanol (molar)
0,07
0,06
0,05
0,04
0,03
0,02
0,01
0,00
0,00
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,10
xetanol (molar)
Figura 6.8 (b) Acercamiento a la zona de agotamiento en el diagrama de Hengstebeck
107
En la Tabla 6.54 se muestran los resultados obtenidos a partir del diagrama de Hengstebeck.
Tabla 6.54. Resultados del diseño de una columna compleja por el método de Hengstebeck
N° etapas teóricas
29
N° etapa de extracción de Producto
1
N° etapa de extracción de Ésteres
2
N° etapa de extracción de Aceites
5
Localización de la etapa de alimentación 8
De la tabla anterior, se puede observar que la zona de rectificación cuenta con 8 platos y la de
agotamiento con 21. Lo cual, si se compara con la información del Apéndice D sobre las
columnas de rectificación no se ajusta totalmente, ya que las rectificadoras por el contrario tienen
más platos en la zona de rectificación que en la zona de agotamiento (la alimentación se
introduce más abajo).
Para los datos indicados de reflujo en la Tabla 6.47, el diagrama de Hengstebeck para el caso no
yetanol (molar)
ideal se muestra en la Figura 6.9 y los resultados se muestran en la Tabla 6.55.
0,85
0,80
0,75
0,70
0,65
0,60
0,55
0,50
0,45
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
0,15
0,10
0,05
0,00
0,00
Diagonal
Curva equilibrio
Recta Zona 1
Recta Zona 2
Recta Zona 3
Recta Zona 4
Recta Zona 5
Etapas de Equilibrio
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
xetanol (molar)
Figura. 6.9. Diagrama y-x para el diseño de columnas complejas por el método de Hengstebeck
Tabla 6.55. Resultados del diseño de una columna compleja por el método de Hengstebeck,
considerando los coeficientes de actividad para el etanol y el agua
N° etapas teóricas
61
N° etapa de extracción de producto 2
N° etapa de extracción de ésteres 53
108
Tabla 6.55. Resultados del diseño de una columna compleja por el método de Hengstebeck,
considerando los coeficientes de actividad para el etanol y el agua (continuación)
N° etapa de extracción de aceites
56
Localización de la etapa de alimentación 57
En la Figura 6.10a se muestra un perfil de las composiciones de los elementos claves dentro de
la columna del ejemplo en el caso no ideal. Como se observa, después del plato de alimentación,
la fracción de etanol disminuye abruptamente mientras que la fracción del agua se incrementa,
debido a la diferencia de temperaturas de ebullición. En los platos por encima del plato de
alimentación, se observa que la concentración del componente clave liviano aumenta mientras la
del clave pesado disminuye, lo cual es producto de la purificación que se lleva a cabo en la zona
de rectificación de la columna. En la Figura 6.10b se presenta el perfil de temperatura de rocío
dentro de la columna rectificadora del ejemplo. Por debajo del plato de alimentación se observa
que la temperatura aumenta exponencialmente debido a la disminución de contenido alcohólico
en la mezcla. Asimismo, en los platos superiores al de alimentación se disminuye la temperatura
debido al aumento de la concentración de los alcoholes livianos.
1,0
Plato de alimentación
0,9
90,00
yetanol
0,7
0,6
Plato Alimentación
0,5
Plato Extracción Aceites
0,4
Plato Extracción Ésteres
0,3
Plato extracción aceites
85,00
yagua
T (°C)
Composición molar
0,8
80,00
Plato extracción ésteres
75,00
Plato extracción producto
Plato Extracción Producto
0,2
Plato Final
0,1
0,0
70,00
Plato final
65,00
0
20
40
60
N° Platos
(a)
0
10
20
30
N° Platos
40
50
60
70
(b)
Figura 6.10. Perfil de composición y temperatura en la rectificadora para el caso no ideal
6.3.1. Diseño hidráulico de una columna rectificadora
En la Tabla 6.55 se muestran los valores iniciales que se utilizaron para el dimensionamiento de
la columna de rectificación tomada como ejemplo y los resultados obtenidos se muestran en la
Tabla 6.56. Al igual que para el diseño hidráulico de las demás columnas, se supuso una
velocidad del vapor al 80 % de la velocidad de inundación, una eficiencia de los platos a 65 % y
que el sistema no forma espuma.
109
Tabla 6.56. Datos iniciales para el diseño hidráulico de una columna Rectificadora
Espaciamiento entre platos (m)
0,25
Número de agujeros
75
Diámetro de los agujeros (mm)
9,5
Porcentaje del área total ocupada por el derramadero 10
La diferencia entre las dos respuestas se debe a que en ambos se trabaja en condiciones de
reflujo diferentes, por lo que los resultados no pueden ser comparables.
Tabla 6.57. Resultados del dimensionamiento de una columna de rectificación
Resultado
Caso ideal Caso no ideal
Diámetro (m)
1,26
0,62
Altura (m)
6,62
16,70
Área ocupada por el derramadero (m2)
0,048
0,048
Área de los agujeros (m2)
0,005
0,005
6.3.2. Evaluación de los resultados obtenidos a partir del diseño por Hengstebeck de una
columna de rectificación
Existe dos formas de evaluar el resultado obtenido del diseño de la columna: una es
comparando las dimensiones teóricas del equipo con las de una columna real y la otra es
comparando las características de la extracción de producto con alguno definido previamente
(FW, C/R FW, etc.).
Las características de una columna evaluada como ejemplo se muestran en la Tabla 6.57. De
acuerdo a los resultados teóricos obtenidos del programa, la eficiencia de la columna en el caso
ideal es de 45 % y la diferencia entre el diámetro calculado con el real es del 23 %. En el caso no
ideal, la eficiencia es del 80 % y la desviación del diámetro obtenido es de 35 %. Al comparar la
eficiencia de ambos casos se observa que la mejor es la obtenida considerando los coeficientes de
actividad del etanol y el agua, ya que en este caso además la curva de equilibrio toma en cuenta la
tendencia al azeótropo en un concentración de etanol de 0,90, mientras que la curva ideal no.
Asimismo, la desviación del diámetro obtenido por el procedimiento ideal es menor, debido a que
al indicar un reflujo mayor, el flujo de vapor por la columna también se ve incrementado.
Tabla 6.58. Características de la columna tomada como ejemplo para la evaluación de los
resultados del diseño
Nombre columna R-800
Diámetro (m)
0,96
N° Platos
64
110
Tabla 6.58. Características de la columna tomada como ejemplo para la evaluación de los
resultados del diseño (continuación)
N° Plato de alimentación
44
N° de plato donde se encuentra la extracción de producto
2, 3 ó 4
N° de plato donde se encuentra la extracción de ésteres 27, 28, 29, 30, 31 ó 32
N° de plato donde se encuentra la extracción de aceites
42 ó 43
Separación entre platos (m)
0,18
Finalmente, para evaluar la corriente de extracción de producto, en la Tabla 6.58 se muestra la
composición final de los congéneres en la extracción y en la Tabla 6.59 la composición de los
congéneres en un tipo de alcohol producido en la planta, tomado como ejemplo para comparar.
Se puede decir que el producto lateral extraído por el diseño de la columna de rectificación
cumple con los parámetros del alcohol.
Tabla 6.59. Evaluación de la corriente de extracción de producto
Composición (ppm de A.A) Composición (ppm de A.A.)
caso ideal
caso no ideal
Acetaldehído
0,00082
0,00082
Metanol
0,01395
0,01395
-5
Acetato de Etilo
5,72•10
5,72•10-5
Compuestos
Tabla 6.60. Parámetros de un alcohol ejemplo producido en DUSA
Congéneres presentes
Composición máxima (ppm de A.A)
Aldehídos
40,00
Metanol
7,00
Ésteres Totales
0,00
Alcoholes Superiores
20,00
Furfurol
0,00
2:3 Pentanodiona
0,00
Diacetil
0,00
Otros Componentes Volátiles
0,00
Ácidos (como ácido acético)
0,00
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
En este estudio se utilizaron los métodos McCabe & Thiele, Underwood riguroso y
Hengstebeck, para analizar la influencia de diferentes variables sobre el diseño y la operación de
las columnas de destilación instaladas en la empresa DUSA. Para ello, se construyó un programa
en MS Visual Basic® en Microsoft Excel® que permite diseñar columnas de destilación como las
empleadas en la planta.
Con respecto a los resultados obtenidos de los diseños de las columnas de destilación, se
concluye que:
1. Se logró representar, mediante el método de McCabe & Thiele, el comportamiento de
columnas de destilación similares a las de vinazas al trabajar con las condiciones
especificadas en planta.
2. Con la programación del método McCabe & Thiele para el diseño de columnas de
destilación y un Rop/Rmin de 1,2, los números de platos teóricos presentan una desviación
con respecto a los valores reales en el rango de 28-55 %.
3. En el diseño de las columnas de vinazas por el método McCabe & Thiele, la relación
obtenida entre el flujo de vinazas y el de alcohol anhidro tiene una desviación del 6 %
con respecto a lo reportado en la planta.
4. Cuando se realiza el balance de energía sobre la columna de vinazas, considerando una
pérdida de calor del 2 % sobre el vapor alimentado, se obtiene un flujo de vapor vivo
mayor al obtenido por el método de McCabe & Thiele (desviación del 29,4 %) lo cual
se debe a las consideraciones ideales del método de McCabe & Thiele. Sin embargo, el
método se valida al comparar la relación de caudal de vinazas entre el de alcohol
anhidro, que como se dijo, tiene una diferencia del 6 %.
5. Con el método McCabe & Thiele se observó la influencia que tiene localizar el plato de
alimentación fuera del plato óptimo, con lo que aumenta la demanda de eficiencia de los
platos en la columna y consumo de energía por parte de la columna.
6. El dimensionamiento de las columnas considerando un 80 % de inundación arroja como
resultado un diámetro de 0,7 m aproximadamente, lo cual es cercano a lo reportado por
las columnas reales de vinazas (diferencia del 16 %).
112
7. Con el método de Underwood se estimó la distribución de los compuestos en las
columnas de aldehídos, garantizando la obtención del grado alcohólico de los productos
de interés (12 - 18 °GL en el fondo).
8. Los resultados del método de Underwood en el diseño de columnas de las mismas
condiciones que las de aldehídos y en condiciones de reflujo dentro de los rango
recomendados (1,2 - 1,5 Rmin), la eficiencia entre el número de etapas teóricas y reales
es del 25 % para el caso ideal y de 17 % para el no ideal
9. Del dimensionamiento de las columnas similares a las de aldehídos y utilizando los
flujos obtenidos con Underwood, se obtuvieron diámetros con desviación de un 7 %
para el caso ideal. Para el caso no ideal el diámetro presentó una diferencia de 30 %.
10. Al trabajar el programa con las condiciones de operación normales de las columnas, el
software arroja resultados similares dentro de los parámetros esperados en la planta, con
respecto al grado alcohólico de fondo y la separación de los livianos por el tope de la
columna.
11. Para las columnas desmetilizadoras, el caso de no ideal presenta resultados más
cercanos a los esperados en la realidad con respecto al número de platos, con una
desviación de 50 %. Pero el dimensionamiento más cercano a la realidad se obtiene con
el diseño en condiciones de idealidad (desviación del 12,5 %).
12. Con respecto al número de platos teóricos obtenidos por el método de Hengstebeck, los
resultados obtenidos del diseño en condiciones no ideales, considerando los coeficientes
de actividad del etanol y el agua, presentan una diferencia del 5 %. Para el caso ideal la
desviación es de 54 %.
Por último, de acuerdo a los resultados obtenidos y apoyado en el material técnico consultado
se recomienda:
1. Llevar un registro o monitoreo de la relación de reflujo empleado en las columnas de
destilación, lo cual permitiría comparar de manera más adecuada los resultados
obtenidos del programa de MS VBA ® con la realidad.
2. Colocar medidores de temperatura y presión en la zona cercana al plato de alimentación
para evaluar de una manera más exacta la condición térmica (q) a la que está la
alimentación, así como estimar la volatilidad de los elementos presentes en cada una de
las etapas de acuerdo a su respectiva temperatura.
113
3. Llevar un historial de las condiciones de operación de los equipos de acuerdo a los
productos deseados y a la alimentación ingresada, para comparar los resultados
obtenidos del diseño de las columnas de acuerdo al tipo de alimentación ingresado, ya
que de acuerdo a su composición las condiciones de operación de la columna deberían
variar para alcanzar la especificación de calidad del producto en cada caso.
4. Hallar todas las parejas de constantes de la ecuación de Wilson para lograr tener un
mejor estimado termodinámico del equilibrio líquido vapor dentro de las columnas de
destilación.
114
REFERENCIAS
1. Kister H. Z., “Distillation Design”, McGraw Hill, 1992.
2. Treybal R., “Operaciones de Transferencia de Masa”, 2ª edición, McGraw Hill.
3. Stichlmair J., Fair J., “Distillation”. Editorial Wiley-VCH, New York, 1998.
4. Gomis M., “Introducción a las operaciones de separación. Cálculo por etapas de
equilibrio”, Universidad de Alicante.
5. Ferreiro R., “Modelado y Simulación Dinámica de una columna de destilación de etanol
de la industria azucarera”, Almudena, Universidad de Valladolid, España.
6. Br. Sarojini P., “Caracterización de alcoholes, Informe Entrenamiento Industrial”, Tutor
Académico Malavé L, UNEXPO, 2004.
7. J.M. Smith, H.C. Van Ness, M.M. Abbott, “Termodinámica en Ingeniería Química”, 6ª
Edición. McGraw Hill.
8. Jacques K., Lyons T. P., “The Alcohol Textbook”, 3ª Edición. Nottingham, UK.
9. Chen E., Valyi Z., “Factors affecting the formation of fusel alcohols during fermentation”,
UK, 1975.
10. Perry H, Chilton C., “Manual del Ingeniero Químico”, 3ª Edición, McGraw Hill, México,
D.F. 1992.
11. Henley E., Seader J.D., “Separation Process Pinciples”, 2ª edición, John Wiley & Sons,
Inc, USA, 2006
12. Wankat, P., “Ingeniería de Procesos”, 2ª edición, Prentice Hall, México, 2008.
13. Lüdwig E., “Applied Process Design For Chemical and Petrochemical Plants”, 3ª
Edición, Gulf Professional Publishing, 1997.
14. Kister H., “Complex Multicomponent Distillation”, Chemical Engineering. Mayo 13,
1985.
15. Jenny, P. J. “Trans. Am. Inst. Chem. Engrs.”, 1939.
16. Fernandez, M. “Aprovechamiento del biogás producido en la planta de tratamiento de
Destilerías Unidas, Informe Entrenamiento Industrial”, Tutor Industrial Leomar Andrade,
USB, 2007
17. Andreasen A. A., “Beverage alcohol production”, Joseph Seagram & Sons, Louisville,
Kentucky, 1982.
115
Apéndice A. Datos de equilibrio líquido vapor de una mezcla de etanol-agua
Tabla A.1. Datos de equilibrio para el
Tabla A.2 Datos de equilibrio para el
diseño por el método de diseño Hengstebeck
diseño por el método de diseño McCabe &
a P = 0,65 atm (Fuente Ohe)
Thiele a P = 1 atm (Fuente Perry)
x (molar) y (molar) T (°C)
0,00
0,00
88,70
0,05
0,318
79,60
0,10
0,453
75,70
0,15
0,516
73,70
0,20
0,543
72,60
0,25
0,567
71,70
0,30
0,585
71,10
0,35
0,603
70,70
0,40
0,621
70,30
0,45
0,639
69,90
0,50
0,658
69,60
0,55
0,681
69,30
0,60
0,706
69,10
0,65
0,732
68,80
0,70
0,760
68,60
0,75
0,791
68,40
0,80
0,824
68,20
0,85
0,861
68,10
0,90
0,901
68,00
0,95
0,946
68,00
1,00
1,00
68,10
x (molar) y (molar) T (ºC)
0,00
0,000
99,97
0,05
0,321
90,68
0,10
0,437
86,70
0,15
0,496
84,60
0,20
0,532
83,34
0,25
0,558
82,49
0,30
0,579
81,85
0,35
0,598
81,33
0,40
0,617
80,87
0,45
0,636
80,47
0,50
0,656
80,09
0,55
0,677
79,75
0,60
0,700
79,44
0,65
0,726
79,16
0,70
0,754
78,93
0,75
0,785
78,73
0,80
0,820
78,58
0,85
0,858
78,48
0,90
0,900
78,44
0,95
0,947
78,47
1,00
1,000
78,57
116
Apéndice B. Resumen de las dimensiones recomendadas de columnas
Tabla B.1 Espaciamiento entre platos de acuerdo al diámetro esperado de la columna (2)
Diámetro de la torre (m) Diámetro de la torre (pies) Espaciamiento (m) Espaciamiento (plg)
<1
<4
0,50
20
1-3
4-10
0,60
24
3-4
10-12
0,75
30
4-8
12-24
0,90
36
Tabla B.2. Área del derramadero como porcentaje del área total de la columna
D (pies)
3
4
6
8
10
12
15
20
Área vertedero
Flujo cruzado De doble paso
10-20
10-20
10-20
20-30
10-20
18-27
10-20
16-24
10-20
14-21
10-20
12-18
10-20
10-15
117
Apéndice C. Lista de congéneres presentes en el mosto
Tabla C.1 Lista de congéneres presentes en el producto de la fermentación
N°
Nombre
Otros Nombres
Fórmula Molecular
TE (°C)
PM
Densidad
Descripción Organoléptica
1
Acetaldehído
Etanal
C2H4O
20,08
44,08
0,783
Olor Penetrante
2
Metanol
Alcohol Metílico
CH4O
64,7
32,4
0,791
3
Propanal
Metil- Acetaldehído
C3H6O
49
58,1
0,807
Pimienta, Penetrante
C3H6O
56,3
58,08
0,79
Dulce, Solvente de pintura
C3H6O2
57,2
74
0,93
Aldehído Propiónico
Propianaldehído
4
Acetona
Propanona
Dimetilcetona
5
Acetato de Metilo
Ester Metil Acético
Etanoato de Metilo
6
Etanol
Alcohol Etílico
C2H6O
78,4
46,05
0,81
Neutro, sin olor
7
Isobutanal
3-Metil 1-Propanal
C4H8O
64
72,11
0,79
Almendras
C4H8O
74,8
72,11
0,817
C3H8O
82,5
60,09
0,786
Olor a quemado, desagradable
C4H8O2
77,1
88,06
0,901
Piña, agridulce
C9H18O
92
142,24
0,83
Olores grasos en desarrollo
Isobutilaldehído
Aldehído isobutírico
8
Butanal
Butiraldehído
Aldehído Butírico
Butilaldehído
9
Isopropanol
Alcohol Isopropílico
2-Propanol
Dimetilcarbinol
10
Acetato de Etilo
Etanoato de Etilo
Ester Acetilacético
11
Diacetil
Nonanal
12
n-Propanol
Alcohol Propílico
C3H8O
97,8
60,06
0,804
13
Isopentanal
Isovaleral
C5H10O
90-92,5
86,13
0,797
n-nonyl aldehído
Isovaleraldehído
Isoamylaldehído
Naranja-Rosas en dilución
Herbáceo, ligeramente frutal
como a nuez.
118
Tabla C.1 Lista de congéneres presentes en el producto de la fermentación (cont.)
1
3
Isopentanal
3-Metil-Butanal
C5H10O
90-92,5
86,13
0,797
3-Metil-Butylaldehído
1
4
Sec-Butanol
2-Butanol
Herbáceo, ligeramente frutal
como a nuez.
C4H10O
99,5
C3H10O
103
0,808
-
Alcohol Secbutílico
1
5
Pentanal
Pentanaldehído
86,13
0,809
Valeraldehído
Olor penetrante, ligeramente frutal
como a nuez.
Amylaldehído
1
6
1
7
1
8
Propianato de Etilo
-
Acetato de Propilo
n-Propilacetal
Isobutanol
Alcohol Isobutílico
C5H10O
102,1
4
102,1
4
0,894
5
0,890
5
74,12
0,802
Olor desagradable
118,1
8
0,83
Olor similar a las nueces
118
74,12
0,809
9
Similar al Alcohol Amílico, seco
113
116,1
6
0,869
3
Olor a Manzana
C5H12O
116
88,2
0,8
C5H12O
118119
88,15
0,809
2
Potenciados de Aromas Verdes y
Florales
0,871
Frutal, Floral, Agrio
0,873
Frutal, Piña
0,883
Olor fuerte a frutas, quema al
2
C5H10O
2
C4H10O
99,1
101,6
108
Olor Reminiscente de Ron y Piña
Frutal, pera-mora, agradable, agridulce
2-Metil-Propi-1-ol
1
9
Acetal
Acetaldehído Dietil Acetal
C6H14O
2
1,1-Dietoxyetano
Dietil Acetal
2
0
Butanol
Alcohol Butílico
C4H10O
1-Butanol
2
1
2
2
2
3
C6H12O
Isobutirato de Etilo
2
3-Metil-Butan2-ol
3-Pentanol
Dietil Carbinol
Sec-n-Amyl-Alcohol
2
4
2-Pentanol
Metil n-Propil Carbinol
Sec-n-Amyl-Alcohol
2
5
2
6
2
7
Acetato de
Isobutilo
Acetato de 2-Metil
Propilo
2
C6H12O
Butirato de Etilo
Acetato de Butilo
C6H12O
2
Acetato de Propil
Carbinol
Etanoato de Butilo
C6H12O
2
116,5
121,5
126,5
116,1
6
116,1
6
116,1
6
principio y después a piña. Dulce.
Eterbutil Acético
2
8
Acido Acético
Acido Metilencarboxílico
Acido Etanoico
C2H14O
2
118
60,05
1,049
Fuerte Penetrante, característico
119
Tabla C.1 Lista de congéneres presentes en el producto de la fermentación (cont.)
29
Pentanol
Alcohol Pentílico
C5H12O
138
88,15
0,8144
Olor de Fusel
C7H14O2
142,5
130,18
0,872
Afrutado, poco agridulce, pera
C5H4O2
161,7
96,08
1,156
Olor Característico
C3H6O2
104
130,21
0,93
Alcohol Amílico
30
Acetato Isoamílico
Acetato de Amylico
31
Furfurol
Furan 2-Carboxaldehído
β-Metil-Butilacetato
Furfuraldehído
Aldehído Piromúcico
32
Acido Propiónico
Ester Alílico
Acido Propílico
Ester Thioacrílico
Acetato de Alilo
33
Hexanol
Hexil Alcohol
C6H14O
157,5
102,17
0,8186
Olor a Frutas y Aromáticos
34
Acido Isobutírico
Acido 2-Metil Propanoico
C4H8O2
154,7
88,1
0,948
Parecido al Acido Butírico
C4H8O2
163,55
88,1
0,96
Persistente, Rancio, Mantequilla
C2H4O2
32
60,06
0,97
Olor a Frambuesa
C5H10O2
90
102,13
0,86
Olor Frutal, Dulce, Manzana
C3H6O
97
58,01
0,9
C3H4O
53
56,06
0,821
C6H12O2
126,5
116,16
0,882
C5H12O
132
88,15
0,812
Acido Isopropilfórmico
35
Acico Butírico
Acido Butanoico
Acido Etilacetico
36
Formiato de Etilo
Metanoato de Metilo
Acido Fórmico
Ester Metílico
37
Acetato de Isopropilo
38
Alcohol Alílico
Acetato de 2-Propilo
Acetato de 1-Metiletilo
2-Propen1-ol
Propenol
Vinil Carbinol
39
Etilenaldehído
Acrylaldehído
Allyl Aldehido
Acrolein
2-Propenal
40
Acetato de Sec-Butilo
41
Alcohol Isoamílico
Acetato de 2-Butanol
Acetato de 1-Metilpropilo
Alcohol Isopentílico
Isobutilcarbinol
Olor Repulsivo, Penetrante
120
Tabla C.1 Lista de congéneres presentes en el producto de la fermentación (cont.)
41
Alcohol Isoamílico
Isopentanol
C5H12O
132
88,15
0,812
Olor Repulsivo, Penetrante
C6H12O
128,2
100,16
0,81392
Olor Afrutado
C4H8O2
141,2
130,12
0,88
C7H14O
152,8
114,18
0,809
3-Metil-1-butanol
42
Aldehído Caproico
Hexanal
Aldehído Hexoico
43
Acetato de Amilo
Acetato de Pentilo
Pentilo
Éster Amilacético
44
Aldehído Enántico
Heptanaldehído
Aldehído Heptanoico
Etanatal
Heptilaldehído
45
Etil Lactato
Etilhidroxipropianato
C5H10O3
154
119,12
1,0302
46
Caproato de Etilo
Etilhexanoato
C8H16O2
168
144,21
0,867
Olor fuerte, frutal, piña-banana
Etil Caproato
Etil Hexilato
47
Etil Miristato
Etil Tetradecanoato
C6H32O2
295
256,44
0,86
48
β-Butilenglicol
1,3-Dihidroxibutano
C4H10O2
207
90,12
1
Dulce, un poco Agrio
49
Butirato de Isoamilo
Butirato de Isopentilo
C9H18O2
177,5
158,24
0,86
Afrutado, un poco Agrio
50
Alcohol Caprílico
Heptilcarbinol
C8H18O
195,2
130,25
0,822
Fresco, Naranja-Rosas, poco dulce, oleoso
C8H16O2
168
144,21
0,867
Afrutado, piña-banana
C8H10O
219
122,2
1,02
1,3-Butanediol
Octanol
51
Etil Caprilato
Etil-Hexanoato
Etil-Hexilato
Etilcaproato
52
2-Fenil-Etanol
Alcohol Metilbencílico
Alcohol 2-Feniletílico
Leyenda: Los componentes en negrita son los utilizados en los diseños.
121
Apéndice D. Descripción de las columnas de destilación en DUSA
122
Tabla D.2. Columna V-300
Tabla D.1. Columna V-100
Nº Cuerpo
Nº Plato
Descripción
Tipo de Plato
1
1
Reflujo
Campana
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
Alimentación
Campana
Campana
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Nº Cuerpo
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
Calderín
14
Nº Plato
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
Descripción
Reflujo
Alimentación
Calderín
Tipo de Plato
Campana
Campana
Campana
Campana
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
123
Tabla D.4. Columna V-500
Tabla D.3. Columna V-400
Nº Cuerpo
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
Nº Plato
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
Descripción
Reflujo
Alimentación
Calderín
Tipo de Plato
Campana
Campana
Campana
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Nº Cuerpo
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
Nº Plato
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
Descripción
Reflujo
Alimentación
Rehervidor
Tipo de Plato
Campana
Campana
Campana
Campana
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
124
Tabla D.5. Columna V-600
Nº Cuerpo
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
Nº Plato
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
Descripción
Reflujo
Alimentación
Calderín
Tabla D.6. Condiciones de operación de las columnas de vinazas
Tipo de Plato
Campana
Campana
Campana
Campana
Campana
Campana
Campana
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Sieve
Pg, fondo (kPa)
Ttope (K)
F (m3/s)
ºGL normal de producto
ºGL Máx.
Diámetro (m)
Espaciamiento (m)
V100
12,16
366
2•10-3
56
56
0,91
0,82
V300
12,16
366
2•10-3
56
60
0,91
0,82
V400
12,16
366
2•10-3
56
60
0,91
0,82
V500
12,16
366
2•10-3
56
65
1,22
0,76
V600
12,16
366
3,7•10-3
56
80
1,22
0,82
125
Tabla D.7. Columna R-100
Tabla D.7. Columna R-100
N° Cuerpo
1
2
3
4
5
6
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
(continuación)
Descripción
Deflagmador
Reflujo
Producto
7
Producto
Producto
Producto
8
Producto
Producto
9
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
62
63
64
65
66
67
68
69
70
Alimentación
Botella de Presión
Control de Nivel
Altura (con Rehervidor)
Altura (sin Rehervidor)
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Separación Entre los Platos*
Separación Entre los Platos
Rehervidor
13,17 m.
11,69 m.
54
2323
146 mm.
182,5 mm.
* En los dos primeros cuerpos
Esteres
Esteres
Aceites
Aceites
Tabla D.8. Columna A-100
126
(en mantenimiento durante la pasantía)
N° Cuerpo
1
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
44
45
46
47
48
Característica
Deflagmador
Tabla D.8. Columna A-100
(continuación)
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
62
63
64
65
66
67
68
69
70
Altura (con Rehervidor)
Altura (sin Rehervidor)
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Separación Entre los Platos
Separación Entre los Platos
Rehervidor
13,17 m.
11,69 m.
54
2323,27396
146 mm.
182,5 mm.
127
Tabla D.9. Columna D-100
N° Cuerpo
1
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
27
28
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
50
Característica
Deflagmador
Tabla D.9. Columna D-100
(continuación)
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
62
63
64
65
66
67
68
69
70
71
72
73
74
75
76
77
Altura (con Rehervidor)
Altura (sin Rehervidor)
Diámetro (plg)
Separación Entre los Platos
Rehervidor
12,58 m.
11.35 m.
32
160 mm.
128
Tabla D.10. Columna A-300
N° Cuerpo
1
2
3
4
5
6
7
8
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
Tabla D.10. Columna A-300
(continuación)
Descripción
Deflagmador
Reflujo
Producto
Producto
Producto
Producto
9
10
11
12
47
48
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
62
63
64
65
66
67
68
Aceites
Temp. T.
Alimentación
Rehervidor
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Separación Entre Platos (mm)
Esteres
Esteres
Esteres
Esteres
Esteres
36
1023
250
129
Tabla D.11. Columna A-300
N° Cuerpo
1
2
3
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
Característica
Deflagmador
Reflujo
Alimentación
Botella de Presión
Rehervidor
Diámetro (in)
Área Columna (in2)
Separación Entre Platos (mm)
30
722,36
175
130
Tabla D.12. Columna D-300
N° Cuerpo
1
2
3
4
5
6
7
8
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
46
47
48
Tabla D.12. Columna D-300
(continuación)
Característica
Deflagmador
Retorno
9
10
11
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
62
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Separación Entre Platos (mm)
Alimentación
Temp. T.
Rehervidor
36
1016
250
131
Tabla D.13. Columna R-400
N° Cuerpo
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
Descripción
Deflagmador
Producto - Reflujo
Producto
Producto
Producto
Producto
Tabla D.13. Columna R-400
(continuación)
12
13
14
15
Producto
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
62
63
64
65
66
67
68
69
16
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Separación Entre Platos (mm)
Esteres
Esteres
Aceites
Aceites
Aceites
Alimentación
Alimentación
Alimentación
Alimentación
Vapor vivo
30
722
240
132
Tabla D.14. Columna A-400
Cuerpo
1
2
3
4
5
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
37
38
39
40
41
6
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Separación Platos (m)
Descripción
Deflagmador
Reflujo
Tabla D.15. Columna A-500
Cuerpo
1
2
3
4
5
6
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
-
Descripción
Deflagmador
Retorno
Alimentación
Calderín
Botella de Presión
Retorno
Agua Dilución
Alimentación
Agua Dilución
Alimentación
Calderin, Botella
de Presión
30
710
210
31
Diámetro (plg)
2
777
Área Columna (plg )
Separación Entre Platos (mm) 120-200
133
Tabla D.16. Columna R-500
N° Cuerpo
1
2
3
4
5
6
7
8
9
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
23
24
25
26
27
28
29
Descripción
Deflagmador
Retorno
Salida Producto
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
Intercambiador
Tabla D.16. Columna R-500
(continuación)
10
Salida Producto
11
12
47
48
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
Rehervidor
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Separación Entre Platos (mm)
Intercambiador
Esteres
Esteres
Aceites
Aceites
Alimentación
Retorno de Aceites
2 Termómetros
55
2388
180-190
134
Tabla D.17. Columna R-600
Cuerpo
1
2
3
4
5
6
7
8
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
Característica
Deflagmador
Tabla D.17. Columna R-600
(continuación)
9
Producto
Producto
Producto
10
11
12
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
62
63
64
65
66
Alimentación
Alimentación
Botella de Presión
Rehervidor
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Separación Entre Platos (mm)
Esteres
Esteres
Aceites
Aceites
Aceites
Aceites
Aceites
36
1037
255
135
Tabla D.19. Columna A-800
Tabla D.18. Columna A-600
Cuerp
o
1
2
3
4
5
6
7
8
N°
Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
-
N° Cuerpo
1
Característica
Deflagmador
Retorno
Alimentación
2
3
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
Característica
Deflagmador
Reflujo
Extracción Cerrada
Extracción Cerrada
Alimentación
Botella de Presión
Vapor vivo
Calderín, botella de
presión
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Separación Platos (mm)
30
711
305
Separación entre platos (mm)
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
185
30
711
136
Tabla D.20. Columna R-900
Cuerpo
1
2
3
4
5
6
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
34
35
36
37
38
39
40
41
43
44
45
46
47
48
Característica
Deflagmador1
Deflagmador2
Reflujo
Producto1
Producto2
Producto3
Producto4
Producto5
Producto6
Producto7
Producto8
Producto9
Tabla D.20. Columna R-900
(continuación)
7
8
Extracción Cerrada
Extracción Cerrada
9
10
11
Refrigeración Interna.
Refrigeración Interna
49
50
51
52
53
54
55
56
57
58
59
60
61
62
63
64
65
66
67
68
69
70
71
74
75
76
77
78
79
80
81
82
83
85
86
87
88
Refrigeración Interna
Esteres
Esteres
Aceites
Alimentación
Aceites
Alimentación
Botella de Presión
Rehervidor
Diámetro (plg)
Área Columna (plg2)
Altura (con rehervidor)
Altura (sin rehervidor)
Separación Entre Platos (mm)
54
2323
13,17 m.
11,68 m.
190
137
Tabla D.22. Columna D-900
Tabla D.21. Columna A-900
N° Cuerpo
1
2
3
4
5
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
31
32
33
34
35
36
37
39
40
41
42
Característica
Deflagmador
Reflujo
Cuerpo
1
2
Alimentación
3
Botella Presión
Rehervidor
4
Diámetro (plg)
Altura
Separación Platos (m)
54
5,90 m.
165
N° Etapa
1
2
3
4
5
6
7
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
49
51
52
Característica
Deflagmador
Reflujo
Alimentación
Rehervidor
Diámetro (in)
Altura (con rehervidor)
Separación Entre Platos (mm)
54
10,42 m.
180
138
Apéndice E. Descripción de un deflagmador
Figura E.1. Dimensiones de un deflagmador
139
Tabla E.1 Característica del deflagmador utilizado por la columna A-900
DIMENSIONAMIENTO DEFLEGMADOR A‐900
TUBERÍA INTERNA
ORIFICIOS DE ENTRADA Y SALIDA
Tamaño Diámetro ( pulg) estandar de N° de tubos
interno
tub (pulg)
Altura
( pulg)
H1
3,94
D1
N.D.
3
H2
3,94
D2
N.D.
6
H3
H4
H5
D3
3,94
N.D.
3
3,94
D4
N.D.
3
3,94
D5
N.D.
5
ESPECIFICACIONES GENERALES
Diámetro Longitud de espejo interno N° pasos a espejo LE‐E (m / coraza DI pulg)
(pulg) 3 / 118.11
N.D.
2
110
Tamaño estándar de los tubos (pulg)
1
Diámetro Longitud de flange Material Material
externo coraza a flange L F‐F (pulg)
DE (pulg) A.I.
Di De (mm/pulg) (mm/pulg)
Espesor (mm / pulg)
27.9 / 1.097 33.4 / 1.315
2.76 / 0.109
AT (pie2)
296,65
DIMENSIONES CORAZA
A.I.
142,91
26
140
Apéndice F. Descripción interna de las columnas en general
Figura F.1. Columna V-100
N° Agujeros: 839
Distancias en milímetros y diámetros en pulgadas
141
Figura F.2. Columna V-300
N° Agujeros: 806
Distancias en milímetros y diámetros en pulgadas
142
Figura F.3. Columna V-400
N° Agujeros: 839
Distancias en milímetros y diámetros en pulgadas
143
Figura F.4. Columna V.500
-
Platos perforados
N° Agujeros: 1110
Diámetros en pulgadas y distancias en milimetros
144
-
Platos con campanas
N° Agujeros: 22
145
Figura F.5. Columna V-600
N° Agujeros 1240
Distancias en milímetros y diámetros en pulgadas
146
Figura F.6. Descripción de una campana de los platos
147
Apéndice G. Descripción de los sistemas de destilación de acuerdo al alcohol producto que
se desee
Figura G.1. Diagrama general de una columna rectificadora
148
Figura G.2. Diagrama general del sistema AR
149
Figura G.3. Diagrama general del sistema AR para producir alcohol tipo BW
150
Figura G.4. Diagrama general del sistema ARD
Apéndice J. Programación en Microsoft Visual Basic®
J.1. McCabe & Thiele
Option Explicit
'Introducción de los valores de entrada para la columna de vinaza.
Sub Datos_de_Entrada_f1()
Dim Texto1 As String, Texto2 As String, Texto3 As String, Texto4 As String
Texto1 = Val(InputBox("Indicar el caudal de alimentación" & Chr(13) & "a la columna
de Vinazas (lpm):", "1-4. Entrada de Datos."))
Texto2 = Val(InputBox("Indicar el estado de vaporización en el que se encuentra la
alimentación (q):" & Chr(13) & "q<0 : Vapor Sobrecalentado" & Chr(13) & "q=0 : Vapor
Saturado" & Chr(13) & "0<q<1 : Mezcla Líquido Vapor" & Chr(13) & "q=1 : Líquido
Saturado" & Chr(13) & "q>1 : Líquido Comprimido", "2-4. Entrada de Datos."))
Texto3 = Val(InputBox("Indicar el grado alcohólico" & Chr(13) & "de la alimentacion
(ºGL):", "3-4. Entrada de Datos."))
Texto4 = Val(InputBox("Indicar la temperatura a la que se encuentra" & Chr(13) & "la
alimentacion (ºC):", "4-4. Entrada de Datos."))
Worksheets(6).Range("e15").Value = Texto1
Worksheets(6).Range("f15").Value = Texto2
Worksheets(6).Range("g15").Value = Texto3
Worksheets(6).Range("h15").Value = Texto4
End Sub
Sub Datos_de_Entrada_f2()
Dim Texto5 As String, Texto13 As String
152
Texto5 = Val(InputBox("Indicar el grado alcohólico" & Chr(13) & "del producto low
wine (ºGL):", "1-2. Entrada de Datos."))
Texto13 = Val(InputBox("Indicar la temperatura" & Chr(13) & "a la que se encuentra el
producto (ºC):", "2-2. Entrada de Datos."))
Worksheets(6).Range("g16").Value = Texto5
Worksheets(6).Range("h16").Value = Texto13
End Sub
Sub Datos_de_Entrada_f3()
Dim Texto6 As String
Texto6 = Val(InputBox("Indicar el grado alcoholico" & Chr(13) & "del producto de
fondo (ºGL):", "1-1. Entrada de Datos."))
Worksheets(6).Range("g17").Value = Texto6
End Sub
Sub Datos_de_Entrada_RopRmin()
Dim Texto7 As String
Texto7 = Val(InputBox("Indicar la relación deseada entre" & Chr(13) & "el reflujo de
operación y el reflujo mínimo" & Chr(13) & "para la Columna de Vinazas
(Rop/Rmin=1.2-1.5):", "1-1. Entrada de Datos."))
Worksheets(6).Range("e22").Value = Texto7
End Sub
Sub Datos_de_Entrada_PlatosReales()
Dim Texto9 As String
Texto9 = Val(InputBox("Indicar el plato de alimentacion de la columna Vinazas:", "1-1.
Entrada de Datos."))
Worksheets(6).Range("e24").Value = Texto9
End Sub
153
Sub Datos_de_Entrada_TemperaturaVaporVivo()
Dim Texto10 As String
Texto10 = Val(InputBox("Indicar la temperatura a la que se encuentra" & Chr(13) & "el
vapor vivo alimentado a la Columna (ºC):", "1-1. Entrada de Datos."))
Worksheets(6).Range("h18").Value = Texto10
End Sub
Sub Datos_de_Entrada_Condensadores()
Dim Texto11 As String
Texto11 = Val(InputBox("Indicar si la columna de Vinazas tiene instalado un
deflagmador en el tope (condensador parcial):" & Chr(13) & "1.- No." & Chr(13) & "2.Si.", "1-1. Entrada de Datos."))
Worksheets(6).Range("h22").Value = Texto11
End Sub
Sub Datos_de_Entrada_Rehervidores()
Dim Texto12 As String
Texto12 = Val(InputBox("Indicar si la columna de Vinazas trabaja con un rehervidor o
con un calderín (vapor vivo):" & Chr(13) & "1.- Calderín." & Chr(13) & "2.Rehervidor.", "1-1. Entrada de Datos."))
Worksheets(6).Range("h24").Value = Texto12
End Sub
Sub Datos_de_Entrada_Temperaturacolumna()
Dim Texto14 As String, Texto15 As String
Texto15 = Val(InputBox("Indicar la presión manométrica a la que se encuentra" &
Chr(13) & "el fondo de la columna de destilación (mm H2O):", "1-2. Entrada de Datos."))
Texto14 = Val(InputBox("Indicar la temperatura a la que se encuentra" & Chr(13) & "el
tope de la columna de destilación (ºC):", "2-2. Entrada de Datos."))
154
Worksheets(6).Range("h11").Value = Texto15
Worksheets(6).Range("h10").Value = Texto14
End Sub
'Bloque que sirve para calcular la composición en el vapor correspondiente al X deseado.
Public Function Yequil(x As Double) As Double
Yequil = -38.021 * (x) ^ 6 + 130.06 * (x) ^ 5 - 174.83 * (x) ^ 4 + 117.46 * (x) ^ 3 41.053 * (x) ^ 2 + 7.3706 * x + 0.0128
End Function
'Función calcular la pendiente de la recta de alimentación.
Public Function xFlash(z As Double, q As Double) As Double
Dim x As Double, x0 As Double, x1 As Double
Dim q0 As Double
Dim k As Integer
x0 = 0#
x1 = 1#
Do
x = (x0 + x1) / 2#
q0 = (Yequil(x) - z) / (Yequil(x) - x)
If q0 < q Then
x0 = x
Else
x1 = x
End If
155
k=k+1
Loop Until Abs(x0 - x1) < 0.00000000000001
xFlash = x
End Function
'Proceso para conseguir X en el conteo de platos.
Public Function Xequil(y As Double) As Double
Dim x As Double, x0 As Double, x1 As Double
Dim y0 As Double
Dim h As Integer
x0 = 0#
x1 = 1#
Do
x = (x0 + x1) / 2#
y0 = -38.021 * (x) ^ 6 + 130.06 * (x) ^ 5 - 174.83 * (x) ^ 4 + 117.46 * (x) ^ 3 - 41.053
* (x) ^ 2 + 7.3706 * x + 0.0128
If y0 < y Then
x0 = x
Else
x1 = x
End If
h=h+1
Loop Until Abs(x0 - x1) < 0.0000000000001
Xequil = x
End Function
156
‘Para calcular automáticamente conteo de platos (McCabe con Rop).
Public Function ygraph(xe As Double, xi As Double, m1 As Double, b1 As Double, m2 As
Double, b2 As Double) As Double
If xi > xe Then
ygraph = (m2 * xe) + b2
Else
If xe > xi Then
ygraph = (m1 * xe) + b1
End If
End If
End Function
'Proceso que sirve para automáticamente calcular la Y en el conteo de platos (McCabe con
Rmin).
Public Function ygraphmin(xem As Double, xd As Double, xeq As Double, m1 As Double, b1
As Double, m2 As Double, b2 As Double) As Double
If xeq > xem Then
ygraphmin = (m2 * xem) + b2
Else
If xeq < xem Then
ygraphmin = (m1 * xem) + b1
End If
End If
End Function
157
'Proceso que ayuda a indicar la última etapa en el McCabe con Rop.
Public Function etapafinal(P1 As Double, P2 As Double, p3 As Double, p4 As Double, p5 As
Double) As Double
If p3 - P1 > 0.00001 And 0.00001 > p4 - P2 Then
etapafinal = p5
End If
End Function
'Proceso para hallar el plato de alimentación óptimo.
Public Function platooptimo(no As Double, xe As Double, xe0 As Double, xi As Double) As
Double
If xe0 < xi Then
platooptimo = 0
ElseIf xe < xi Then
platooptimo = no
End If
End Function
‘Función para calcular las etapas de equilibrio en el diagrama de McCabe&Thiele cuando se
indica el plato de alimentación real de la columna.
Public Function ygraphreal(nf As Double, nor As Double, xe As Double, m1 As Double, b1 As
Double, m2 As Double, b2 As Double) As Double
If nor < nf Then
ygraphreal = (m1 * xe) + b1
Else
ygraphreal = (m2 * xe) + b2
158
End If
End Function
‘Función para obtener el plato de alimentación real cuando es indicado el plato de alimentación
real por el usuario.
Public Function platooptimo_real(nr As Double, m3 As Double, b3 As Double, pr1 As Double,
pr2 As Double) As Double
Dim p As Double
p = (pr1 * m3) + b3
If pr2 = p Then
platooptimo_real = nr
End If
End Function
‘Función para el cálculo de la constante de carga de vapor.
PublicFunction cf(alphaAs Double, logRELAs Double, beta As Double, tension As Double) As
Double
cf = ((alpha * logREL) + beta) * ((tension / 0.02) ^ 0.2)
End Function
J.2. Underwood para la columna de Aldehídos
'Función para el cálculo de la presión de saturación en la columna de Aldehídos.
Public Function PsatAntoine(T As Double, log_T As Double, A As Double, B As Double, C As
Double, D As Double, E As Double) As Double
PsatAntoine = 10 ^ ((A) + (B / T) + (C * log_T) + (D * T) + (E * (T ^ 2)))
159
End Function
'Función para Evaluar la ecuación de Underwood para el diseño de la columna de Aldehídos en
el sistema AR
Public Function UnderwoodEval(Phi As Double, Vf As Double, Fi As Range, alphai As Range)
Dim i As Integer
For i = 1 To Fi.EntireRow.Count
UnderwoodEval = UnderwoodEval + Fi.Cells(i) * alphai.Cells(i) / (alphai.Cells(i) - Phi)
Next
UnderwoodEval = UnderwoodEval - Vf
End Function
'Función para evaluar la derivada de la ecuación de Underwood para el diseño de la columna de
Aldehídos en el Sistema AR
Public Function UnderwoodDeriv(Phi As Double, Vf As Double, Fi As Range, alphai As
Range) As Double
Dim i As Integer
For i = 1 To Fi.EntireRow.Count
UnderwoodDeriv = UnderwoodDeriv + Fi.Cells(i) * alphai.Cells(i) / (alphai.Cells(i) - Phi)
^2
Next
End Function
'Raíz de la ecuación de Underwood por el método Newton-Raphson
Public Function UnderwoodRoot(RootNumber As Integer, beta As Double, Fi As Range, alphai
As Range) As Double
160
Dim i As Integer
Dim PhiOld As Double, Vf As Double
For i = 1 To Fi.EntireRow.Count
Vf = Vf + Fi.Cells(i)
Next
Vf = Vf * beta
UnderwoodRoot = (alphai.Cells(RootNumber) + alphai.Cells(RootNumber + 1)) / 2
Do
PhiOld = UnderwoodRoot
UnderwoodRoot
=
PhiOld
-
UnderwoodEval(PhiOld,
Vf,
Fi,
alphai)
/
UnderwoodDeriv(PhiOld, Vf, Fi, alphai)
If UnderwoodRoot < alphai.Cells(RootNumber + 1) Then
UnderwoodRoot = (PhiOld + alphai.Cells(RootNumber + 1)) / 2
End If
If UnderwoodRoot > alphai.Cells(RootNumber) Then
UnderwoodRoot = (PhiOld + alphai.Cells(RootNumber)) / 2
End If
Loop While Abs(UnderwoodRoot - PhiOld) > 0.0000000001
End Function
'Función para la Matriz de Underwood en el Cálculo de las corrientes del destilado.
Public Function UnderwoodMatrix(irow As Integer, icol As Integer, beta As Double, Fi As
Range, alphai As Range, RestrCL As Range, RestrCP As Range) As Double
Dim i As Integer
UnderwoodMatrix = 0
161
If irow < Fi.EntireRow.Count Then
If icol <= Fi.EntireRow.Count Then
UnderwoodMatrix = alphai.Cells(icol) / (alphai.Cells(icol) - UnderwoodRoot(irow,
beta, Fi, alphai))
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
UnderwoodMatrix = -1
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
ElseIf irow = Fi.EntireRow.Count Then
If RestrCL.Cells(2) <> "" Then
If icol = RestrCL.Cells(1) Then
UnderwoodMatrix = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
UnderwoodMatrix = RestrCL.Cells(2)
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
ElseIf RestrCL.Cells(3) <> "" Then
If icol = RestrCL.Cells(1) Then
UnderwoodMatrix = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
UnderwoodMatrix = Fi.Cells(RestrCL.Cells(1)) - RestrCL.Cells(3)
Else
UnderwoodMatrix = 0
162
End If
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
ElseIf irow = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
If RestrCP.Cells(2) <> "" Then
If icol = RestrCP.Cells(1) Then
UnderwoodMatrix = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
UnderwoodMatrix = RestrCP.Cells(2)
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
ElseIf RestrCP.Cells(3) <> "" Then
If icol = RestrCP.Cells(1) Then
UnderwoodMatrix = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
UnderwoodMatrix = Fi.Cells(RestrCP.Cells(1)) - RestrCP.Cells(3)
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
End If
163
End Function
'Función para la Matriz 2 de Underwood en el cálculo de las corrientes del destilado.
Public Function underwoodmatrix2(irow As Integer, icol As Integer, beta As Double, Fi As
Range, alphai As Range, RestrCL As Range, RestrCP As Range, di As Range, Alphaimax As
Double) As Double
Dim i As Integer
If irow <= Fi.EntireRow.Count Then
'para los componentes entre los claves
If irow > RestrCL.Cells(1) And irow < RestrCP.Cells(1) Then
If icol = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
underwoodmatrix2 = -1
Else
underwoodmatrix2 = alphai.Cells(icol) / (alphai.Cells(icol) - UnderwoodRoot(irow,
beta, Fi, alphai))
End If
End If
'para indicar la fila del componente clave liviano y pesado
If RestrCL.Cells(2) <> "" Then
If irow = RestrCL.Cells(1) And icol = RestrCL.Cells(1) Then
underwoodmatrix2 = 1
End If
If irow = RestrCL.Cells(1) And icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
underwoodmatrix2 = RestrCL.Cells(2)
End If
End If
164
If RestrCP.Cells(3) <> "" Then
If irow = RestrCP.Cells(1) And icol = RestrCP.Cells(1) Then
underwoodmatrix2 = 1
ElseIf irow = RestrCP.Cells(1) And icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
underwoodmatrix2 = Fi.Cells(irow) - RestrCP.Cells(3)
End If
End If
'para indicar los componentes más pesados que el clave pesado
If di.Cells(irow) < 0 Then
If icol = irow Then
underwoodmatrix2 = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
underwoodmatrix2 = 0
End If
End If
'para indicar los componentes más livianos que el clave liviano
If di.Cells(irow) > Fi.Cells(irow) Then
If icol = irow Then
underwoodmatrix2 = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
underwoodmatrix2 = Fi.Cells(irow)
Else
underwoodmatrix2 = 0
End If
End If
165
'para la última ecuación de la matriz (para hallar Gmin)
ElseIf irow = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
If icol = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
underwoodmatrix2 = -1
Else
underwoodmatrix2 = alphai.Cells(icol) / (alphai.Cells(icol) - Alphaimax)
End If
Else
underwoodmatrix2 = 0
End If
End Function
‘Función para calcular la constante Cf
Public Function cf(alpha As Double, logREL As Double, beta As Double, tension As Double)
As Double
cf = ((alpha * logREL) + beta) * ((tension / 0.02) ^ 0.2)
End Function
´Función para determinar el reflujo recomendado
Public Function eduljee(nmin As Double, rmin As Double, platosteoricos As Double) As
Double
eduljee = (rmin + ((1 - ((platosteoricos - nmin) / (0.75 * (platosteoricos + 1)))) ^ (1 / 0.57))) /
(1 - ((1 - ((platosteoricos - nmin) / (0.75 * (platosteoricos + 1)))) ^ (1 / 0.57)))
End Function
166
J.3. Underwood para la columna Desmetilizadora
'Función para el Cálculo de la Presión de Saturación en la Columna desmetilizadora.
Public Function PsatAntoine(T As Double, log_T As Double, A As Double, B As Double, C As
Double, D As Double, E As Double) As Double
PsatAntoine = 10 ^ ((A) + (B / T) + (C * log_T) + (D * T) + (E * (T ^ 2)))
End Function
'Función para Evaluar la Ecuación de Underwood para el Diseño de la Columna
desmetilizadora en el sistema AR
Public Function UnderwoodEval(Phi As Double, Vf As Double, Fi As Range, alphai As Range)
Dim i As Integer
For i = 1 To Fi.EntireRow.Count
UnderwoodEval = UnderwoodEval + Fi.Cells(i) * alphai.Cells(i) / (alphai.Cells(i) - Phi)
Next
UnderwoodEval = UnderwoodEval - Vf
End Function
'Función para Evaluar la Derivada de la Ecuación de Underwood para el Diseño de la Columna
desmetilizadora en el Sistema AR
Public Function UnderwoodDeriv(Phi As Double, Vf As Double, Fi As Range, alphai As
Range) As Double
Dim i As Integer
For i = 1 To Fi.EntireRow.Count
UnderwoodDeriv = UnderwoodDeriv + Fi.Cells(i) * alphai.Cells(i) / (alphai.Cells(i) - Phi)
^2
167
Next
End Function
'Raíz de la Ecuación de Underwood cuando el Método Newton-Raphson no funciona
Public Function UnderwoodRoot(RootNumber As Integer, beta As Double, Fi As Range, alphai
As Range) As Double
Dim i As Integer
Dim PhiOld As Double, Vf As Double
For i = 1 To Fi.EntireRow.Count
Vf = Vf + Fi.Cells(i)
Next
Vf = Vf * beta
UnderwoodRoot = (alphai.Cells(RootNumber) + alphai.Cells(RootNumber + 1)) / 2
Do
PhiOld = UnderwoodRoot
UnderwoodRoot
=
PhiOld
-
UnderwoodEval(PhiOld,
UnderwoodDeriv(PhiOld, Vf, Fi, alphai)
If UnderwoodRoot < alphai.Cells(RootNumber + 1) Then
UnderwoodRoot = (PhiOld + alphai.Cells(RootNumber + 1)) / 2
End If
If UnderwoodRoot > alphai.Cells(RootNumber) Then
UnderwoodRoot = (PhiOld + alphai.Cells(RootNumber)) / 2
End If
Loop While Abs(UnderwoodRoot - PhiOld) > 0.0000000001
End Function
Vf,
Fi,
alphai)
/
168
'Función para la Matriz de Underwood en el Cálculo de las corrientes del destilado.
Public Function UnderwoodMatrix(irow As Integer, icol As Integer, beta As Double, Fi As
Range, alphai As Range, RestrCL As Range, RestrCP As Range) As Double
Dim i As Integer
If irow < Fi.EntireRow.Count Then
If icol <= Fi.EntireRow.Count Then
UnderwoodMatrix = alphai.Cells(icol) / (alphai.Cells(icol) - UnderwoodRoot(irow,
beta, Fi, alphai))
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
UnderwoodMatrix = -1
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
ElseIf irow = Fi.EntireRow.Count Then
If RestrCL.Cells(2) <> "" Then
If icol = RestrCL.Cells(1) Then
UnderwoodMatrix = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
UnderwoodMatrix = RestrCL.Cells(2)
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
ElseIf RestrCL.Cells(3) <> "" Then
If icol = RestrCL.Cells(1) Then
169
UnderwoodMatrix = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
UnderwoodMatrix = Fi.Cells(RestrCL.Cells(1)) - RestrCL.Cells(3)
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
ElseIf irow = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
If RestrCP.Cells(2) <> "" Then
If icol = RestrCP.Cells(1) Then
UnderwoodMatrix = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
UnderwoodMatrix = RestrCP.Cells(2)
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
ElseIf RestrCP.Cells(3) <> "" Then
If icol = RestrCP.Cells(1) Then
UnderwoodMatrix = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
UnderwoodMatrix = Fi.Cells(RestrCP.Cells(1)) - RestrCP.Cells(3)
Else
UnderwoodMatrix = 0
170
End If
Else
UnderwoodMatrix = 0
End If
End If
End Function
'Función para la Matriz de Underwood 2 en el Cálculo de las corrientes del destilado.
Public Function underwoodmatrix21(irow As Integer, icol As Integer, beta As Double, Fi As
Range, alphai As Range, RestrCL As Range, RestrCP As Range, di As Range, Alphaimax As
Double) As Double
Dim i As Integer
If irow <= Fi.EntireRow.Count Then
If irow > RestrCL.Cells(1) And irow < RestrCP.Cells(1) Then
If icol = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
underwoodmatrix21 = -1
Else
underwoodmatrix21 = alphai.Cells(icol) / (alphai.Cells(icol) - UnderwoodRoot(irow,
beta, Fi, alphai))
End If
End If
If RestrCL.Cells(2) <> "" Then
If irow = RestrCL.Cells(1) And icol = RestrCL.Cells(1) Then
underwoodmatrix21 = 1
171
End If
If irow = RestrCL.Cells(1) And icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
underwoodmatrix21 = RestrCL.Cells(2)
End If
End If
If RestrCP.Cells(3) <> "" Then
If irow = RestrCP.Cells(1) And icol = RestrCP.Cells(1) Then
underwoodmatrix21 = 1
ElseIf irow = RestrCP.Cells(1) And icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
underwoodmatrix21 = Fi.Cells(irow) - RestrCP.Cells(3)
End If
End If
If di.Cells(irow) < 0 Then
If icol = irow Then
underwoodmatrix21 = 1
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
underwoodmatrix21 = 0
End If
End If
If di.Cells(irow) > Fi.Cells(irow) Then
If icol = irow Then
underwoodmatrix21 = 1
172
ElseIf icol = Fi.EntireRow.Count + 2 Then
underwoodmatrix21 = Fi.Cells(irow)
Else
underwoodmatrix21 = 0
End If
End If
ElseIf irow = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
If icol = Fi.EntireRow.Count + 1 Then
underwoodmatrix21 = -1
Else
underwoodmatrix21 = alphai.Cells(icol) / (alphai.Cells(icol) - Alphaimax)
End If
Else
underwoodmatrix21 = 0
End If
End Function
´Función para determinar la raíz mayor entre los componentes claves
Public Function raizmedia(raices As Range, raiz_maxima As Double, raiz_minima As Double)
As Double
Dim i As Integer
For i = 1 To raices.EntireRow.Count
173
If raices.Cells(i) > raiz_minima And raices.Cells(i) < raiz_maxima Then
raizmedia = raices.Cells(i)
End If
Next
End Function
Public Function cf(alpha As Double, logREL As Double, beta As Double, tension As Double)
As Double
cf = ((alpha * logREL) + beta) * ((tension / 0.02) ^ 0.2)
End Function
‘Función para determinar el reflujo recomendado para un porcentaje de eficiencia dado para la
columna desmetilizadora
Public Function eduljee(nmin As Double, rmin As Double, platosteoricos As Double) As
Double
eduljee = (rmin + ((1 - ((platosteoricos - nmin) / (0.75 * (platosteoricos + 1)))) ^ (1 / 0.57))) /
(1 - ((1 - ((platosteoricos - nmin) / (0.75 * (platosteoricos + 1)))) ^ (1 / 0.57)))
End Function
J.3. Hengstebeck
Sub informacionhengstebeck()
UserForm1.Show
Load UserForm1
End Sub
174
'Función para el Cálculo de la Presión de Saturación en la Columna de rectificación.
Public Function PsatAntoine(T As Double, log_T As Double, A As Double, B As Double, C As
Double, D As Double, E As Double) As Double
PsatAntoine = 10 ^ ((A) + (B / T) + (C * log_T) + (D * T) + (E * (T ^ 2)))
End Function
'Funcion para curva de equilibrio.
Public Function evl(A As Double, B As Double, C As Double, D As Double, E As Double, F
As Double, G As Double, xe As Double) As Double
evl = (A * (xe ^ 6)) + (B * (xe ^ 5)) + (C * (xe ^ 4)) + (D * (xe ^ 3)) + (E * (xe ^ 2)) + (F *
(xe)) + (G)
End Function
'Función para el cálculo de la x cuando se está construyendo el diagrama x vs. y.
Public Function Xequil(y As Double, A As Double, B As Double, C As Double, D As Double,
E As Double, F As Double, G As Double) As Double
Dim x As Double, x0 As Double, x1 As Double
Dim y0 As Double
Dim h As Integer
x0 = 0#
x1 = 1#
Do
x = (x0 + x1) / 2#
y0 = (A * (x ^ 6)) + (B * (x ^ 5)) + (C * (x ^ 4)) + (D * (x ^ 3)) + (E * (x ^ 2)) + (F * x)
+ (G)
If y0 < y Then
175
x0 = x
Else
x1 = x
End If
h=h+1
Loop Until Abs(x0 - x1) < 0.000000000001
Xequil = x
End Function
'Función para el cálculo de la composición del vapor en el diagrama x vs. y.
Public Function ygraph(xe As Double, xd As Double, xp As Double, xes As Double, xac As
Double, za As Double, m1 As Double, b1 As Double, m2 As Double, b2 As Double, m3 As
Double, b3 As Double, m4 As Double, b4 As Double, m5 As Double, b5 As Double) As Double
If za > xe Then
ygraph = (m5 * xe) + b5
ElseIf xac > xe Then
ygraph = (m4 * xe) + b4
ElseIf xes > xe Then
ygraph = (m3 * xe) + b3
ElseIf xp > xe Then
ygraph = (m2 * xe) + b2
Else
ygraph = (m1 * xe) + b1
End If
End Function
176
'Función para determinar la última etapa teórica en el diagrama x vs. y.
Public Function etapafinal(p1 As Double, p2 As Double, p3 As Double, p4 As Double, p5 As
Double) As Double
If p3 - p1 > 0.00001 And 0.00001 > p4 - p2 Then
etapafinal = p5
Else
etapafinal = 1
End If
End Function
'Función lógica para determinar el punto óptimo para introducir la alimentación.
Public Function Nf(x1 As Double, x2 As Double, zf As Double, plato As Double) As Double
If x2 > zf And zf > x1 Then
Nf = plato
ElseIf x2 = zf Then
Nf = plato
End If
End Function
'Función lógica para determinar el plato de extracción de los aceites.
Public Function Nac(x1 As Double, x2 As Double, xac As Double, plato As Double) As
Double
If x2 > xac And xac > x1 Then
177
Nac = plato
Else
Nac = 0
End If
End Function
'Función lógica para determinar el plato de extracción de los esteres.
Public Function Nes(x1 As Double, x2 As Double, xes As Double, plato As Double) As Double
If x2 > xes And xes > x1 Then
Nes = plato
Else
Nes = 0
End If
End Function
'Función lógica para determinar el plato de extracción del producto.
Public Function Npr(x1 As Double, x2 As Double, xp As Double, plato As Double) As Double
If x2 > xp And xp > x1 Then
Npr = plato
Else
Npr = 0
End If
End Function
'Función en el diseño hidráulico para el cálculo de la carga de vapor.
178
Public Function cf(alpha As Double, logREL As Double, beta As Double, tension As Double)
As Double
cf = ((alpha * logREL) + beta) * ((tension / 0.02) ^ 0.2)
End Function
'Esta función se encarga de calcular la pendiente de la recta de alimentación.
Public Function xFlash(z As Double, q As Double, A As Double, B As Double, C As Double,
D As Double, E As Double, F As Double, G As Double) As Double
Dim x As Double, x0 As Double, x1 As Double
Dim q0 As Double
Dim k As Integer
x0 = 0#
x1 = 1#
Do
x = (x0 + x1) / 2#
q0 = (evl(A, B, C, D, E, F, G, x) - z) / (evl(A, B, C, D, E, F, G, x) - x)
If q0 < q Then
x0 = x
Else
x1 = x
End If
k=k+1
Loop Until Abs(x0 - x1) < 0.00000000000001
xFlash = x
End Function