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UNIVERSIDAD CENTRAL DEL ECUADOR
FACULTAD DE INGENIERÍA QUÍMICA
CARRERA DE INGENIERÍA QUÍMICA
“DISEÑO DE UNA PLANTA PRODUCTORA DE VODKA, UTILIZANDO
COMO MATERIA PRIMA LA PAPA”
TRABAJO DE TITULACIÓN, MODALIDAD PROPUESTA TECNOLÓGICA PARA
LA OBTENCIÓN DEL TÍTULO DE INGENIERO QUÍMICO
AUTOR: VALENTINA ELIZABETH ALCÍVAR CENTENO
TUTOR: ING. ALEJANDRO JAVIER DELGADO ARAUJO
QUITO – ECUADOR
2017
II
DERECHOS DE AUTOR
Yo, Valentina Elizabeth Alcívar Centeno en calidad de autor del trabajo de titulación,
modalidad propuesta tecnológica: DISEÑO DE UNA PLANTA PRODUCTORA DE
VODKA, UTILIZANDO COMO MATERIA PRIMA LA PAPA”, por la presente
autorizo a la Universidad Central del Ecuador, hacer uso de todos los contenidos que me
pertenecen o de parte de los que contienen esta obra, con fines estrictamente académicos
o de investigación.
Los derechos que como autor me corresponden, con excepción de la presente
autorización, seguirán vigentes a mi favor, de conformidad con lo establecido en los
artículos 5, 6, 8, 19 y demás pertinentes de la Ley de Propiedad Intelectual y su
reglamento.
Asimismo, autorizo/autorizamos a la Universidad Central del Ecuador para que realice
la digitalización y publicación de este trabajo de investigación en el repositorio virtual,
de conformidad a lo dispuesto en el Art. 144 de la Ley Orgánica de Educación Superior.
En la ciudad de Quito, a los 27 días del mes de junio del 2017.
_______________________________
Valentina Elizabeth Alcívar Centeno
C.I.:1725587487
Teléfono: 0992748173
E-mail:nenitapop2@hotmail.com
III
APROBACIÓN DEL TUTOR
Yo, Alejandro Javier Delgado Araujo en calidad de tutor del trabajo de titulación,
modalidad propuesta tecnológica DISEÑO DE UNA PLANTA PRODUCTORA DE
VODKA, UTILIZANDO COMO MATERIA PRIMA LA PAPA, elaborado por la
estudiante Valentina Elizabeth fin de que el trabajo sea habilitado para continuar con el
proceso de titulación determinado por la Universidad Central del Ecuador.
En la ciudad de Quito a los 27 días del mes de junio de 2017.
_______________________________
Ing. Alejandro Javier Delgado Araujo
C.I.: 1711699593
IV
DEDICATORIA
Dedico este trabajo, a Dios,
por haberme permitido,
llegar a obtener este logro.
A mis padres, quienes fueron
el pilar fundamental para
lograr convertirme en la
profesional de hoy en día.
A mis hermanos, quienes
fueron la compañía, ayuda,
amistad, y apoyo para lograr
mi meta, sin claudicar en el
camino.
V
AGRADECIMIENTOS
A Dios por haberme brindado la perseverancia y constancia para lograr cumplir mi
meta, a pesar de los contratiempos presentados.
A mis padres, Pablo y Violeta, por su cariño y amor y por estar presentes a lo largo de
la carrera, con sus consejos, aprendizajes y lecciones, las cuales me sirvieron para no
darme por vencida.
A mis hermanos, Pablo, Evelyn y Cristhian por haberme brindado su confianza, apoyo
y su afecto para de esta manera, demostrarme que las metas propuestas si se cumplen.
A mi tutor, Ingeniero Alejandro Delgado, por ayudarme impartiéndome sus
conocimientos para de esta manera lograr el objetivo propuesto.
A cada uno de los profesores que me guiaron a lo largo de la carrera, ya que de esta
manera, ayudaron a cumplir mi meta.
VI
CONTENIDO
………… …..Pág.
DERECHOS DE AUTOR ............................................................................................................. II
APROBACIÓN DEL TUTOR .................................................................................................... III
DEDICATORIA ......................................................................................................................... IV
AGRADECIMIENTOS ................................................................................................................ V
CONTENIDO ............................................................................................................................. VI
ÍNDICE DE FIGURAS ............................................................................................................. VIII
ÍNDICE DE TABLAS ................................................................................................................ IX
ÍNDICE DE ANEXOS .................................................................................................................. X
RESUMEN .................................................................................................................................. XI
ABSTRACT ............................................................................................................................... XII
1. INTRODUCCIÓN ................................................................................................................ 1
2 MARCO TEÓRICO .............................................................................................................. 3
2.1 Vodka ............................................................................................................................ 3
2.2 La papa .......................................................................................................................... 3
2.3 Composición química de la papa .................................................................................. 4
2.4 Hidrólisis del almidón ................................................................................................... 5
2.5 Sacarificación ................................................................................................................ 5
2.6 Fermentación alcohólica ............................................................................................... 5
2.7 Fermentador (Batch) ..................................................................................................... 6
2.8 Levaduras ...................................................................................................................... 6
2.9 Condiciones necesarias de la fermentación alcohólica ................................................. 8
2.10 La destilación Simple .................................................................................................... 9
2.11 Ley de Antoine ............................................................................................................ 13
2.12 Punto de burbuja.......................................................................................................... 13
2.13 Punto de Rocío ............................................................................................................ 14
2.14 Ecuación de Wilson ..................................................................................................... 14
2.15 Ley de Raoult .............................................................................................................. 16
2.16 Línea de operación ...................................................................................................... 16
2.17 Sistema de limpieza CIP (Clean in Place) ................................................................... 18
2.18 AutoCAD .................................................................................................................... 19
3 METODOLOGÍA EXPERIMENTAL ................................................................................ 20
3.1 Proceso Experimental .................................................................................................. 20
3.2 Datos iniciales para el diseño de la planta productora de vodka. ................................ 22
4 CÁLCULOS ........................................................................................................................ 25
VII
4.1 Dimensionamiento del tanque de mezcla .................................................................... 25
4.2 Dimensionamiento del tanque para la fermentación ................................................... 30
4.3 Diseño de la unidad de destilación diferencial por cargas .......................................... 32
4.3.1 Cálculo de la densidad de la solución etanol-agua en la carga inicial de la
columna de destilación (Wo). .............................................................................................. 33
4.3.2 Cálculo de las fracciones molares de etanol y agua en la carga inicial de la
columna de destilación (Wo). .............................................................................................. 35
4.3.3 Cálculo de la densidad de la solución etanol-agua en la corriente de destilado
(D). 37
4.3.4 Cálculo de las fracciones molares de etanol y agua en la corriente de destilado
(D). 39
4.3.5 Cálculo del número de moles de etanol y agua en la corriente de residuo (W). . 41
4.3.6 Cálculo de las concentraciones de etanol y agua de moles a litros en la corriente
de residuo (W). .................................................................................................................... 43
4.4 Cálculo del caudal del lavado CIP (Clean In Place) para tanques .............................. 45
4.5 Diseño del condensador .............................................................................................. 46
4.5.1 Lado del Producto ............................................................................................... 46
4.5.2 Lado del Servicio ................................................................................................ 49
4.6 Diseño del Vaporizador (Calentador).......................................................................... 53
4.6.1 Lado de Servicio .................................................................................................. 53
4.6.2 Lado del producto ................................................................................................ 57
5 RESULTADOS ................................................................................................................... 62
5.1 Resultados de la hidrólisis-sacarificación: .................................................................. 62
5.2 Resultado de la fermentación ...................................................................................... 62
5.3 Resultados de la Destilación ....................................................................................... 63
5.4 Resultados de la condensación .................................................................................... 64
5.5 Resultados de la Vaporización .................................................................................... 64
6 DISCUSIÓN ....................................................................................................................... 66
7 CONCLUSIONES .............................................................................................................. 69
8 RECOMENDACIONES ..................................................................................................... 73
9 BIBLIOGRAFÍA ................................................................................................................. 74
ANEXOS..................................................................................................................................... 76
VIII
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 1 La papa ......................................................................................................................... 4 Figura 2 Composición química de la papa común ................................................................ 4 Figura 3 Reactor tipo Batch ...................................................................................................... 6 Figura 4 Levaduras. ................................................................................................................... 7 Figura 5 Diagrama esquemático de un equipo de destilación simple. ............................. 10 Figura 6 Destilación diferencial o por cargas ....................................................................... 11 Figura 7 Mezcla equimolar de dos especies (1 y 2)............................................................ 15 Figura 8 Líneas de operación ................................................................................................. 18 Figura 9 Diagrama de Flujo para la Obtención de Almidón ............................................... 20 Figura 10 Diagrama de Flujo para la Obtención de Vodka ................................................ 21 Figura 11 Agitador de Turbina Rushton ................................................................................ 26 Figura 12 Agitador de Turbina Rushton con Relaciones Adimensionales ...................... 27 Figura 13 Simulación del Agitador en VisiMix ...................................................................... 28 Figura 14 Simulación de la Agitación con 150 rpm ............................................................. 29 Figura 15 Curva de Equilibrio Líquido Vapor ....................................................................... 41 Figura 16 Datos obtenidos en HYSYS .................................................................................. 54
IX
ÍNDICE DE TABLAS
Tabla 1 Coeficientes de la Ecuación de Antoine y Temperaturas de Ebullición del Sistema ...................................................................................................................................... 13 Tabla 2 Variables dependientes del proceso de hidrólisis del almidón y sacarificación (tanque de mezcla) ................................................................................................................... 22 Tabla 3 Variables dependientes del proceso de fermentación (tanque de fermentación) ..................................................................................................................................................... 22 Tabla 4 Variables dependientes del proceso de destilación diferencial por cargas ..... 23 Tabla 5 Variables dependientes del proceso de condensación ....................................... 23 Tabla 6 Variables dependientes del proceso del Vaporización (calentador) ................ 24 Tabla 7 Constante de proporcionalidad y número del agitador de Turbina Rushton ................. 26 Tabla 8 Relaciones adimensionales y valores de las dimensiones del agitador ............ 27 Tabla 9 Condiciones de Operación en la Alimentación (Wo) ............................................ 33 Tabla 10 Condiciones de Operación en el Destilado (D) ................................................... 36 Tabla 11 Norma DIN, diámetros ............................................................................................ 46 Tabla 12 Datos obtenidos en HYSYS ................................................................................... 48 Tabla 13 Datos obtenidos en HYSYS ................................................................................... 56 Tabla 14 Resultados del tanque de mezcla ......................................................................... 62 Tabla 15 Resultados de la fermentación .............................................................................. 62 Tabla 16 Resultados de la Carga inicial (Wo) ...................................................................... 63 Tabla 17 Resultados del Destilado (D) ................................................................................. 63 Tabla 18 Resultados del Residuo (W) .................................................................................. 63 Tabla 19 Volumen total de destilado ..................................................................................... 64 Tabla 20 Resultados del Condensador (línea de Producto) .............................................. 64 Tabla 21 Resultados del Condensador (línea de Servicio) ............................................... 64 Tabla 22 Resultados del Vaporizador (línea de servicio) ................................................... 64 Tabla 23 Resultados del Vaporizador (línea de producto)................................................. 65 Tabla 24 Especificaciones (Ver Anexo J) ............................................................................. 80
X
ÍNDICE DE ANEXOS
ANEXO A: Algoritmo para la corrección del diagrama de equilibrio etanol-agua a las
condiciones de (PQUITO) P=540mmHg. ................................................................................... 76 ANEXO B: Datos de equilibrio líquido-vapor ............................................................................ 77 ANEXO C: Simulación en HYSYS del Vaporizador (Calentador) ............................................ 78 ANEXO D PLANO P&ID .......................................................................................................... 79 ANEXO E Códigos de los elementos del diagrama P&ID ......................................................... 80 ANEXO F DIAGRAMA DE BLOQUES ................................................................................... 83 ANEXO G LAVADORA DE PAPAS ........................................................................................ 84 ANEXO H PELADORA DE PAPAS ......................................................................................... 85 ANEXO I LICUADORA ............................................................................................................ 86 ANEXO J TANQUE DE MEZCLA ........................................................................................... 87 ANEXO K TANQUE DE FERMENTACIÓN ........................................................................... 88 ANEXO L CIERRE DE FERMENTACIÓN .............................................................................. 89 ANEXO M UNIDAD DE DESTILACIÓN DIFERENCIAL ..................................................... 90 ANEXO N CONDENSADOR .................................................................................................... 91 ANEXO O VAPORIZADOR (CALENTADOR) ....................................................................... 92
XI
TEMA: DISEÑO DE UNA PLANTA PRODUCTORA DE VODKA,
UTILIZANDO COMO MATERIA PRIMA LA PAPA. MODALIDAD
PROPUESTA TECNOLÓGICA.
RESUMEN
Diseño del proceso de producción del vodka, así como también de los equipos
respectivos del proceso, siguiendo los fundamentos de ingeniería y desarrollo de los
diagramas del proceso, usando el software AutoCAD.
Se procede a especificar las condiciones de operación de cada equipo, tales como el
tanque de mezcla, el tanque para la fermentación, la unidad de destilación diferencial
por cargas, el condensador y el vaporizador, así como también se hizo los cálculos para
el dimensionamiento de dichos equipos.
A partir de las condiciones definidas se determina la cantidad de destilado
especificado para la producción de vodka. De esta manera se puede ejecutar la
implementación de dicha planta a pequeña escala, con una capacidad de 50 litros/carga.
Se concluye que el diseño de la planta productora de vodka a partir de la papa, está
dentro de las condiciones requeridas de funcionamiento.
PALABRAS CLAVES: /VODKA / PAPA / TANQUE DE MEZCLA / TANQUE
PARA LA FERMENTACIÓN / CONDENSADOR / VAPORIZADOR / UNIDAD DE
DESTILACIÓN
XII
TOPIC: “DESIGN OF A VODKA PRODUCTION PLANT, USING AS RAW
MATERIAL POTATO”. TECHNOLOGICAL PROPOSAL MODALITY
ABSTRACT
Design of a process for vodka production as well as its respective process devices
based on Engineering Principles was done. Moreover, process drawings were developed
using the software AutoCAD.
For this reason, it was carried out to specify the operation conditions in each
element such as the mash tank, the tank for the fermentation process, the batch
differential distillation column, the condenser and the vaporizer. On the other hand,
calculations for sizing of each device were done as well.
Through this kind of distillation with defined conditions it was obtained the amount
of specified distillate for the vodka production. In consequence, it can be executed the
plant assembly at small scale level with a capacity of 50 liters/batch.
It is concluded that the Plant Design for potato-vodka production is inside the
required performance conditions.
KEYWORDS: VODKA/ POTATO/ MASH TANK / TANK FOR THE
FERMENTATION / CONDENSER / VAPORIZER / DISTILLATION UNIT
1
1. INTRODUCCIÓN
La economía del Ecuador actualmente se encuentra en crisis debido al endeudamiento del
estado ecuatoriano con varios organismos internacionales y países como son China y
E.E.U.U. y por la baja del precio de venta del barril de crudo. Por esta razón, los proyectos
de emprendimiento se han hecho muy importantes en estos tiempos para mejorar los ingresos
económicos y poder tener solvencia económica. Según los datos la consultora Pulso-Ecuador
en su estudio del año 2011, el 3,70% de la población ecuatoriana consume vodka. Es por esto
que surge la idea de diseñar la planta productora de vodka, ya que la papa es un tubérculo
muy común en la Región Andina del Ecuador (Marshall & Mejia, 2011).
Previo a realizar este estudio se tomó en cuenta lo mencionado por García & López-
Munguía Canales (1995), donde se señala que durante miles de años la actividad de producir
bebidas alcohólicas está muy ligada a casi todas las culturas. Durante el paso del tiempo las
civilizaciones han aprendido de manera empírica a canalizar la fermentación de alcohol de
diversos sustratos. Mediante la fermentación alcohólica de la papa y el posterior
procesamiento del alcohol etílico, se obtiene la bebida alcohólica llamada vodka.
Generalmente se produce a través de la destilación de cualquier planta rica en almidón,
tradicionalmente de granos como el centeno (habitualmente considerado superior a otros
tipos de vodka) o trigo, pero también de papa y melaza.
Sin embargo, el vodka a base de papa resulta ser más caro que el vodka extraído de otros
granos, esto es debido a que las papas utilizadas para la producción contienen un nivel más
alto de almidón que las comunes, sin embargo, el alto contenido de almidón no asegura un
mayor rendimiento en grado alcohólico, por lo cual el costo de la bebida es mayor.
Sabemos que la papa es muy común en el Ecuador, especialmente en la región Andina,
según Cuesta (2012), no se da la adecuada explotación para la producción de nuevos
productos, es por esto que el presente trabajo se propone diseñar una planta piloto
2
productora de vodka. La cual en un futuro se la podría implementar al realizar estudios de
factibilidad técnica y económica.
La sociedad ecuatoriana tiene un alto consumo de bebidas alcohólicas, según Duque
(2014), una planta de vodka generaría fuentes de trabajo para los microempresarios,
promoviendo la circulación de dinero.
Los criterios de ingeniería que se utilizaron para el diseño de la planta productora de
vodka son: a) Se escogió el tipo de destilación más simple que es la diferencial por cargas, b)
para vaporizar la solución fermentada (etanol + agua), se escogió un calentador de
recirculación, utilizando un intercambiador de calor multi-tubular típico de la industria de
alimentos, c) se consideró en el diseño una forma semiautomática de limpieza o lavado (CIP,
por sus siglas en inglés que significan, Clean in Place), para asegurar que no haya
contaminación en la etapa de fermentación como en otras etapas, además de ser esterilizados
los diferentes tanques, por lo que se incluye un sistema de esterilización con vapor vivo que
se burbujea dentro del tanque, d) se considera un cierre para el tanque de fermentación, para
evitar que la mezcla inicial a fermentar no se contamine por agentes externos, e) la limpieza y
esterilización se hacen antes de iniciar el proceso y una vez terminado, los tanques de
maceración, fermentación y la unidad de destilación diferencial por cargas, fueron diseñados
para que se laven independientemente, sin dar lugar a la proliferación de bacterias u hongos
no deseados, e) para eliminar las grasa y la proteína que se adhiere a las paredes de los
tanques y las tuberías, los químicos de CIP que se utilizan son hidróxido de sodio y ácido
nítrico a 5 y 8 % P/P respectivamente.
3
2 MARCO TEÓRICO
2.1 Vodka
Según García Ortiz, Gil Muela, & García Ortiz (2004), el termino vodka en eslavo se
refiere a “agüita”, diminutivo de vodka “agua”. Aguardiente, cuyas características son ser
incoloro, neutro e insípido y que es fabricado en base de la fermentación, destilación y
rectificación de tubérculos como la papa, y cereales como centeno, trigo, maíz y cebada.
Según el Equipo vértice (2008), una vez terminada la etapa de destilación, el vodka
sufre una serie de filtraciones a través de los aparatos que contienen carbón vegetal de árboles
sobre todo del manzano y en menor proporción del abedul. Aunque, como se ha dicho es un
alcohol neutro, existen algunos tipos con mezcla, adición o maceración de hierbas, especias,
frutas, entre otros.
Rusia es el país que produce más cantidad de vodka. La mayor parte del vodka ruso está
elaborado a partir de mezclas de distintos cereales, que corresponden a los excedentes
habidos en la cosecha del año, pero también existen derivados de un solo cereal y en menor
medida de la papa (Equipo vértice, 2008).
2.2 La papa
La papa es uno de los cultivos alimenticios más importantes en los países en desarrollo,
así como también en países desarrollados (Fao, 2008). Debido a su importancia como
producto barato para la alimentación humana, animal y como fuente de almidón y alcohol, la
papa comúnmente se considera un cultivo (Figura 1) cuya producción y su uso se restringe
mayormente a naciones industrializadas (Horton, 1992).
La papa es originaria de Suramérica y cultivada por todo el mundo por sus tubérculos
comestibles. Fue domesticada en el altiplano andino por sus habitantes y más tarde fue
llevada a Europa por los conquistadores españoles como una curiosidad botánica más que
como una planta alimenticia. Su consumo fue creciendo y su cultivo se expandió a todo el
4
mundo hasta convertirse hoy día en uno de los principales alimentos para el ser humano
(EcuRed, 2014).
Figura 1 La papa
Fuente:(Horton, 1992)
2.3 Composición química de la papa
Aunque depende de la variedad cultivada, el tubérculo se compone básicamente de 72-
75% de agua, 16-20% de fécula en forma de almidón, 2,0-2,5% de substancias nitrogenadas,
0,15% lípidos y 1,0-1,8% de fibra dietética como celulosa, como se puede observar en la
figura 2. Otro compuesto presente en la papa es la solanina, la cual es producida en pequeñas
cantidades (menos de 0,2 mg/g de papa), pero que se incrementa hasta 1 mg/g por exposición
prolongada a la luz o lesiones mecánicas. Aunque a estas concentraciones de solanina, la
papa es tóxica, el pelado y el tratamiento térmico (como la cocción o la fritura) permiten
destruir esta sustancia; sin embargo, permanece su sabor amargo (Benavides & Pozo, 2008).
Figura 2 Composición química de la papa común
Agua; 76,7
Proteína; 1,9
Grasa; 0,1
Carbohidratos; 19,3
Fibras; 0,1 Cenizas; 0,1
PAPA COMÚN
5
2.4 Hidrólisis del almidón
El paso inicial del proceso consiste en hidrolizar parcialmente el almidón a dextrinas.
Para llevar a cabo el ataque enzimático, las ɑ-amilasas requieren que el almidón se encuentre
gelatinizado, es decir, que haya sido sometido a un proceso térmico (entre 75 y 90°C) en
presencia de agua. Es importante que las enzimas antes mencionadas sean termo tolerantes,
debido a las altas temperaturas que se usan durante el proceso. Bacillus lichenifonnis, por
ejemplo, posee una 𝛼-amilasas con una temperatura óptima de actividad de 90°C, mientras
que la de la enzima de Bacillus amyloliquefaciens es de 70°C. El pH para esta hidrólisis se
debe mantener entre 6 y 7, y el tiempo es de 30 minutos a una hora (Hernández, 2003).
2.5 Sacarificación
La segunda etapa es la conversión de las dextrinas en glucosa; en este proceso, se usan
las glucoamilasas o amiloglucosidasas, obtenidas de Aspergillus niger o Rhizopus sp. Para la
reacción de sacarificación; su temperatura óptima debe oscilar entre 50 y 55 °C y el pH entre
4 y 5 y el tiempo es de 30 minutos a una hora. Como resultado de la sacarificación, se obtiene
el jarabe rico en glucosa (Hernández, 2003).
2.6 Fermentación alcohólica
Es una forma de respiración anaeróbica. El término fermentación generalmente se
reserva para la actividad de algunos microorganismos, como ciertos hongos y bacterias. Los
productos de la fermentación son muy variados, según el substrato, el microorganismo y los
factores que gobiernan el proceso. Para la fermentación se acondiciona el sustrato a una
temperatura entre 28 y 32°C. Tras añadir la levadura, la fermentación requiere un tiempo
aproximado de 68 a 72 horas. Durante este proceso se produce dióxido de carbono (CO₂), lo
cual se recomienda que los tanques para fermentación cuenten con un cierre mecánico.
Algunos de los productos más conocidos de la fermentación son: alcohol etílico, ácido
láctico, ácido butírico, ácido cítrico y ácido acético; el tipo de fermentación se designa de
6
acuerdo con el producto obtenido (Müller, 1964).
2.7 Fermentador (Batch)
De acuerdo con Miranda, (2004), este tipo de reactor utilizado en el proceso de
fermentación alcohólica, como se muestra en la figura 3, se caracteriza por: a) ser alimentado
por la parte superior del tanque. b) no hay ingreso ni salida de materiales, mientras la
reacción es llevada a cabo, c) el tanque es fácilmente calentado o enfriado por una chaqueta.
d) el tanque posee un agitador que homogeniza la mezcla.
Figura 3 Reactor tipo Batch
Fuente:(Miranda, 2004)
Entre sus ventajas tenemos: a) Alta conversión por unidad de volumen. b) Flexible (es la
posibilidad de modificar las cargas o concentraciones). c) El mismo reactor puede ser
utilizado para producir diferentes productos. d) Fácil de limpiar. Entre sus desventajas
tenemos: a) Altos costos de operación. b) La calidad del producto es más variable que con
los reactores de operación continua (Miranda, 2004).
2.8 Levaduras
Las levaduras son micro hongos que se encuentran generalmente en forma de células
únicas y que se reproducen mediante gemación, como se muestra en la figura 4. Algunas
7
levaduras están formadas únicamente por células individuales y a veces cadenas cortas,
mientras que otras se encuentran con un cierto rango de formas celulares, incluyendo diversos
tipos de filamentos (Gonzales, 1978).
Existen en la naturaleza numerosas especies de levadura, pero las de mayor interés
industrial en el campo de las bebidas alcohólicas corresponden al género Saccharomyces.
Según Gonzales, (1978) Saccharomyces cereviseae, es una especie típica de
fermentación alta de la industria cervecera, sus colonias son blandas, húmedas y color crema,
son esféricas, elípticas y cilíndricas su tamaño varía notablemente oscilando entre 2 a 8
micras. Fermentan la galactosa, la sacarosa, la maltosa y la rafinosa y no utilizan nitritos.
Saccharomyces cerevisiae es la levadura más conocida y de importancia industrial ya
que es la especie de levadura utilizada por excelencia para la obtención de etanol a nivel
industrial debido a que es un organismo de fácil manipulación y de recuperación, no es
exigente en cuanto a su cultivo, no presenta alto costo, tolera altas concentraciones de etanol,
en la fermentación produce bajas concentraciones de subproductos, es osmotolerante, capaz
de utilizar altas concentraciones de azúcares, presenta alta viabilidad celular para el reciclaje
y características de floculación y sedimentación para el procesamiento posterior (Nieto,
2009).
Figura 4 Levaduras.
Fuente:(Gonzales, 1978)
8
2.9 Condiciones necesarias de la fermentación alcohólica
- Cultivo iniciador, según De la Rosa (1998), en la utilización de levaduras liofilizadas
dice, “1 gramo de levaduras desecadas contiene de 10 a 30 millones de células
prevalentemente vitales, por lo que se recomienda la adición de 20 a 15 g/hl de
mosto”.
- pH del mosto, según Gonzales (1978), la fermentación continúa satisfactoriamente
cuando el pH del mosto ha sido ajustado entre 4 y 4,5. Este pH favorece a las
levaduras y es lo suficientemente bajo para inhibir el desarrollo de muchos tipos de
bacterias.
- Cantidad de oxígeno, según Gonzales (1978), aunque la producción de alcohol no
requiere de oxígeno, en los primeros momentos de la fermentación es necesario una
gran cantidad de este gas para la reproducción de las células de levadura en
condiciones óptimas. Durante la fermentación pronto se desprende CO2 y se
establecen las condiciones anaerobias.
- Concentración de azúcar: una concentración de azúcar total de 10 a 22% es
satisfactoria, aunque a veces se emplean concentraciones demasiado altas que actúan
de forma adversa sobre las levaduras pues el alcohol producido puede inhibir su
acción. Sánchez P. (2003) dice no se puede pensar en fermentar un mosto con una
concentración muy elevada de azúcares. En estas condiciones osmófilas las levaduras
simplemente estallarían al salir bruscamente el agua de su interior para equilibrar las
concentraciones de solutos en el exterior y en el interior de la célula, es decir lo que se
conoce como una plasmólisis.
- Temperatura, para Flancy (2000), la influencia de la temperatura sobre el desarrollo
de la fermentación alcohólica es relativamente compleja. La disminución o el
aumento de la temperatura en un intervalo comprendido entre 30 y 35 °C afecta el
9
funcionamiento de numerosas actividades enzimáticas. En este intervalo, una
variación de temperatura afecta negativamente la tasa de crecimiento alrededor de un
óptimo situado en torno a 30 °C. Más allá de estos límites se observa una mortalidad
inducida por el calor.
Una vez culminada la fermentación, empieza el proceso de destilación, el cual será
descrito a continuación.
2.10 La destilación Simple
Según Struck, Varela, Guerra, & Mallén (2008) el principio de la destilación se basa en
las diferencias que existen entre los puntos de ebullición del agua (91°C) y el alcohol (70°C),
con una presión de 540 mmHg. Si un recipiente que contiene alcohol es calentado a una
temperatura que supera los 70°C, pero sin alcanzar los 91ºC, el alcohol se vaporizará y
separará del líquido original, para luego juntarlo y recondensarlo en un líquido.
Se deduce que los mayores componentes de las bebidas destiladas son el alcohol etílico
(C2H5OH) y el agua, debido a la fermentación anaeróbica, sin oxígeno, en una disolución de
azúcares con levadura. Los vapores que se desprenden se eliminan continuamente, se
condensan y se recolectan sin permitir que tenga lugar ninguna condensación parcial ni
retorno al recipiente en donde se lleva a cabo el calentamiento y ebullición de la mezcla.
La primera porción del destilado será la más rica en el componente más volátil
(mayoritariamente etanol) y conforme continúa la destilación, el producto evaporado se va
empobreciendo de etanol debido a las diferencia de volatilidad, como se puede observar en la
figura 5. Por lo tanto, el destilado puede recolectarse en varios lotes separados, llamados
fracciones, obteniéndose así una serie de productos destilados de diferente grado de pureza.
El principio de la destilación simple intermitente, puede ilustrarse fácilmente haciendo
referencia a un diagrama de equilibrio líquido – vapor (Struck, Varela, Guerra, & Mallén,
2008).
10
Así conforme la ebullición transcurre, se separan y condensan los vapores, y la cantidad
del líquido en el recipiente va disminuyendo progresivamente, al igual que el contenido del
componente más volátil en el líquido y el vapor, y la temperatura de ebullición del líquido en
el recipiente va aumentando (Struck, Varela, Guerra, & Mallén, 2008).
Normalmente en la industria, esta operación se realiza por lotes cargándose a un
recipiente y sometiéndose a ebullición. Los vapores que se desprenden se eliminan
continuamente, se condensan y se recolectan (Struck, Varela, Guerra, & Mallén, 2008).
Figura 5 Diagrama esquemático de un equipo de destilación simple.
El vapor que se desprende en una destilación diferencial verdadera, está en cualquier
momento en equilibrio con el líquido del cual se forma, pero cambia continuamente de
composición. Por lo tanto, la aproximación matemática debe ser diferencial (Struck, Varela,
Guerra, & Mallén, 2008). Según The university of UTAH (2014), la figura 6 muestra una
unidad de destilación diferencial por cargas, donde se puede observar que se añade energía
QB al sistema, el producto de cola W cambia de concentración x conforme se va calentando,
por otro lado el componente más volátil se vaporiza en mezcla binaria del destilado D, con
una composición y.
Dónde:
x= es la fracción molar final de carga
11
𝑦 = es la fracción molar del destilado
Wo = es la carga inicial (moles)
W = es la carga final (moles)
D = destilado (kmol
h)
Figura 6 Destilación diferencial o por cargas
Fuente: (The university of UTAH, 2014)
Haciendo un balance de masa se desarrolla las siguientes ecuaciones que se muestran a
continuación:
- La medición instantánea nos da la siguiente ecuación que es un balance global:
𝐝𝐖
𝐝𝐭= −𝑫
- Por otro lado se hace un balance parcial:
𝐝(𝐱 ∗ 𝐖)
𝐝𝐭= −𝒚 ∗ 𝑫
- Diferenciando se tiene:
𝐖 ∗𝐝𝐱
𝐝𝐭+ 𝒙 ∗
𝒅𝑾
𝒅𝒕= −𝒚 ∗ 𝑫
- Reemplazando 𝐷 en la primera ecuación se tiene:
W ∗dx
dt+ 𝑥 ∗
𝑑𝑊
𝑑𝑡= 𝑦 ∗
𝑑𝑊
𝑑𝑡
- Reordenando y agrupando se tiene:
12
W ∗dx
dt= 𝑦 ∗
𝑑𝑊
𝑑𝑡− 𝑥 ∗
𝑑𝑊
𝑑𝑡
W ∗dx
dt= (𝑦 − 𝑥) ∗
𝑑𝑊
𝑑𝑡
- Las diferenciales de temperatura se cancelan y se tiene:
W ∗ dx = (𝑦 − 𝑥) ∗ 𝑑𝑊
𝐝𝐱
(𝒚 − 𝒙)=
𝒅𝑾
𝒘
La ultima ecuación nos muestra que no depende del tiempo la concentración final de
destilado y (fracción molar de destilado)
Esta ecuación diferencial se puede integrar bajo límites definidos y se tiene la ecuación
de Rayleigh:
∫𝐝𝐱
(𝒚−𝒙)= ∫
𝒅𝑾
𝒘= 𝒍𝒏
𝑾
𝑾𝒐
𝑾
𝑾𝒐
𝒙
𝒙𝒐 (1)
Las deducciones antes realizadas, ayudan al diseño de la unidad de destilación.
Para aplicar esta ecuación (1) se necesita tener datos de equilibrio de fracción molar
líquido vapor de la solución binaria a considerar. Con estos datos se hace una integración
numérica o se determina las ecuaciones polinómicas correspondientes, para de esta manera
realizar la gráfica de la curva de equilibrio líquido-vapor que es la relación de moles de vapor
y líquido a una temperatura determinada.
Para obtener los datos de equilibrio se deben seguir los siguientes pasos: a) calcular las
temperaturas de ebullición de etanol-agua con la ecuación de Antoine. b) Suponer rangos de
temperatura entre el rango de la temperatura de ebullición del etanol y la temperatura de
ebullición de agua. c) Calcular las presiones de etanol y agua con las temperaturas supuestas
con la ecuación de Antoine y suponer los valores de concentración de etanol en fase liquida
desde 1. d) Calcular los coeficientes de actividad de etanol y agua, con la ecuación de
Wilson. e) Calcular las concentraciones en fase vapor con la ecuación de Raoult modificada
13
para casos reales.
Una vez mencionado cada paso a seguir, es necesario conocer la teoría de cada una de
las leyes y ecuaciones antes mencionadas, es por esto que a continuación se describe la Ley
de Antoine, el punto de burbuja, el punto de rocío, la ecuación de Wilson y la ecuación de
Raoult, para de esta manera obtener los datos de equilibrio a una presión de 540 mmHg.
2.11 Ley de Antoine
Según Rodriguez (2012), describe la relación entre la temperatura y la presión de
saturación del vapor de sustancias puras
𝑷 = 𝟏𝟎𝑨−𝑩
𝑪+𝑻
𝐥𝐨𝐠𝟏𝟎𝐏 = 𝐀 −𝐁
𝐂+𝐓
Siendo:
P = presión, generalmente en mmHg
T = temperatura de ebullición, generalmente en °C (ver tabla 1).
A, B y C parámetros empíricos, específicos para cada sustancia (ver tabla 1).
En la tabla 1 se pueden observar la temperatura de ebullición y los parámetros
empíricos, específicos para el etanol (componente 1) y agua (componente 2).
Tabla 1 Coeficientes de la Ecuación de Antoine y Temperaturas de Ebullición del Sistema
A B C Tb (°C)
Componente 1 8,1122 1592,864 226,184 70
Componente 2 8,10765 1750,286 235 91
2.12 Punto de burbuja
Los puntos de burbuja, temperatura y presión por su parte, se refieren a las condiciones
en las cuales en un sistema se inicia la ebullición. En el simple hecho de calentar agua, al
momento en que se ve la primera burbuja de vapor de agua formarse, se ha llegado a las
condiciones de burbuja.
14
Se refiere a la P o la T a la cual se forma la primera traza de vapor cuando el líquido se
dilata (P=PB) o se calienta (T=TB) a T o P constante respectivamente. En el sentido de la
Ley de Raoult (Henley & Rosen, 2002).
Presión de Burbuja, si nos proporcionan datos de la fase líquida {xi} y T si:
𝒚𝒊∗𝑷 = 𝒙𝒊 ∗ 𝑷𝟏
𝒔𝒂𝒕
∑ 𝒚𝒊∗ = 𝟏
𝑷𝑩 = ∑ 𝒙𝒊 𝑷𝟏𝒔𝒂𝒕
2.13 Punto de Rocío
Los puntos de rocío se refieren a la temperatura y presión a la cual un sistema condensa.
Se refiere a la P o la T a la cual se forma la primera gota de rocío cuando el líquido se
comprime (P=PR) o se enfría (T=TR) a T o P constante respectivamente. En el sentido de la
Ley de Raoult (Henley & Rosen, 2002).
Presión de Rocío, si nos proporcionan datos de la fase de vapor {yi} y T Si:
𝐲𝐢∗𝐏 = 𝐱𝐢 ∗ 𝐏𝟏
𝐬𝐚𝐭
𝐲𝐢∗𝐏
𝐏𝟏𝐬𝐚𝐭 = 𝐱𝐢
∑ 𝐱𝐢 = 𝟏
𝐏𝐑 =𝟏
∑ 𝐲𝐢
𝐏𝟏𝐬𝐚𝐭
2.14 Ecuación de Wilson
Según Cano, (2012), en la ecuación de Wilson se toman en cuenta los efectos de las
diferencias de tamaño y fuerzas de atracción de las moléculas de las distintas especies
mediante un tratamiento basado en el concepto de composición local. Para demostrar lo
siguiente se hace uso de la siguiente figura 7:
15
Figura 7 Mezcla equimolar de dos especies (1 y 2)
Fuente: (Cano, 2012)
La fracción de volumen local propuesta por Wilson es función de la temperatura y de las
energías de interacción, como se observa en la ecuación siguiente:
�̅�𝒊 =𝒗𝒊
𝑳𝒙𝒊 𝐞𝐱𝐩(𝝀𝒊𝒋/(𝑹𝑻))
∑ 𝒗𝒋𝑳𝑵𝑪
𝒋−𝟏 𝒙𝒋 𝐞𝐱𝐩(𝝀𝒋𝒊/(𝑹𝑻))
Dónde:
𝜆= representa las energías de interacción, siendo 𝜆𝑖𝑗 = 𝜆𝑗𝑖, pero 𝜆𝑖𝑖 ≠ 𝜆𝑗𝑗
Utilizando estos parámetros para el cálculo de las constantes de interacción binarias
∧12 𝑦 ∧21 obtenemos:
∧12=𝑣2
𝐿
𝑣1𝐿 exp [−
𝜆12 − 𝜆11
𝑅𝑇]
∧21= 𝑣1
𝐿
𝑣2𝐿 exp [−
𝜆21 − 𝜆22
𝑅𝑇]
De tal modo, la discrepancia de energía libre de Gibss se puede expresar:
𝑮𝑬
𝑹𝑻= − 𝒙𝟏 𝐥𝐧(𝒙𝟏 + ∧𝟏𝟐 𝒙𝟐) − 𝒙𝟐 𝐥𝐧(𝒙𝟐 + ∧𝟐𝟏 𝒙𝟏)
En base a esta ecuación y del modo acostumbrado se obtiene la ecuación de Wilson para
los coeficientes de actividad de los componentes de una mezcla en la fase líquida. Para una
mezcla binaria:
𝐥𝐧 𝜸𝟏 = − 𝐥𝐧(𝒙𝟏 + ∧𝟏𝟐 𝒙𝟐) + 𝒙𝟐 [∧𝟏𝟐
𝒙𝟏+∧𝟏𝟐𝒙𝟐−
∧𝟐𝟏
𝒙𝟐+∧𝟐𝟏𝒙𝟏]
𝐥𝐧 𝛄𝟐 = − 𝐥𝐧(𝐱𝟐 + ∧𝟐𝟏 𝐱𝟏) + 𝐱𝟏 [∧𝟏𝟐
𝐱𝟏+∧𝟏𝟐𝐱𝟐−
∧𝟐𝟏
𝐱𝟐+∧𝟐𝟏𝐱𝟏]
16
2.15 Ley de Raoult
El comportamiento de una solución con componentes volátiles se determina investigando
la variación de la presión del vapor con la composición. Empíricamente se establece que la
presión del vapor P de una solución binaria es:
𝑷 = 𝒑𝟏 + 𝒑𝟐
Las presiones parciales p1 + p2 para una solución ideal en la que las fracciones molares
son x1 + x2son:
𝒑𝟏 = 𝒙𝟏𝑷𝟏°
𝒑𝟐 = 𝒙𝟐𝑷𝟐°
En las que P1° y P2
° son las presiones del vapor de los componentes 1 y 2 puros. El
enunciado de dicha Ley es: la presión del vapor de los componentes de una solución ideal es
igual a los productos de las fracciones molares y las respectivas presiones del vapor de los
componentes puros (Henley & Rosen, 2002).
Concluido los pasos para la obtención de los datos de equilibrio liquido vapor, se
empezara la construcción del diagrama de McCabe-Thiele, el cual será explicado a
continuación.
2.16 Línea de operación
Según Henley & Rosen (2002), antes de comenzar la construcción y uso de un diagrama
de McCabe-Thiele para la destilación de una alimentación binaria, debemos obtener los datos
del equilibrio líquido-vapor (VLE, Vapor Liquid Equilibrium) para el componente de
menor punto de ebullición de la alimentación.
El siguiente paso es dibujar una línea recta desde el origen de la gráfica (0, 0) hasta el
punto (1, 1), es decir la recta y=x. Esta línea de 45 grados se utiliza simplemente como una
ayuda gráfica para la elaboración de las líneas restantes. Luego se dibuja la línea de equilibrio
utilizando los puntos de datos VLE del componente de más volátil, lo que representa el
equilibrio de las composiciones en fase de vapor (Y) para cada valor de la composición de la
17
fase líquida (X). También dibujamos líneas verticales desde el eje horizontal hasta la línea
y=x para la composición de alimentación, para la composición del destilado superior y para la
del producto de la corriente del fondo (en rojo en la figura 8).
El siguiente paso es dibujar la línea operativa de rectificación (o de enriquecimiento) (la
sección sobre la entrada de la alimentación) de la unidad de destilación, (mostrados en verde
en la Figura 8). A partir de la intersección de la línea de la composición del destilado superior
y la recta y=x, trazamos la línea de operación de rectificación con una pendiente ascendente
(Δy/Δx) de L/ (D + L) donde L es el caudal molar de la corriente de reflujo y D es el caudal
molar del producto destilado.
El siguiente paso es trazar la recta q (línea azul en la Figura 8). La recta q parte de la recta
y=x en el punto donde x toma el valor de la composición de alimentación y llega hasta su
intersección con la recta operativa de enriquecimiento.
El parámetro q es la fracción molar de líquido en la alimentación y la pendiente de la
línea q es q/ (q - 1). Por ejemplo, si la alimentación es un líquido saturado entonces q = 1 y la
pendiente de la línea q es infinita lo que significa que la línea es vertical. Otro ejemplo; si la
alimentación es vapor saturado (sin líquido), q = 0 y la pendiente de la línea q es 0, lo que
significa que la línea es horizontal.
El diagrama de McCabe-Thiele en la figura 8 utiliza una recta-q que representa una
alimentación parcialmente vaporizada.
A continuación, como se muestra en la figura 8, trazamos la recta operativa de
agotamiento (color rosa) de la unidad de destilación (es decir, la sección de debajo de la
entrada de la alimentación). La recta de agotamiento parte de la intersección de la línea roja
del fondo con la recta y=x, y se dibuja hasta el punto de corte de la recta operativa de
enriquecimiento y la recta q. Obsérvese que las tres rectas se cortan en un mismo punto. Este
punto marca la posición del plato de alimentación.
18
Por último, como se muestra en la figura 8, dibujamos los pasos entre las rectas de
rectificación y la curva de equilibrio y luego contarlos. Estas medidas representan los platos
teóricos o etapas de equilibrio. En el ejemplo de la figura 8, el número total de platos
requeridos para la destilación binaria es de 6.
Debe observarse que el uso de rectas en color no es obligatorio y sólo se han utilizado
aquí para hacer la metodología más fácil de describir.
En la destilación continua con diferentes relaciones de reflujo, la fracción molar de los
componentes más ligeros en la parte superior de la unidad de destilación disminuirá a medida
que disminuye la relación de reflujo. Cada relación de reflujo nueva altera la pendiente de la
recta de rectificación.
Cuando el supuesto de desbordamiento constante molar no es válido, las líneas de
operación no serán rectas.
Figura 8 Líneas de operación
Fuente: (Castillo, 2015)
Una vez terminada la etapa de fermentación y destilación, se ha pronosticado para la
planta productora de vodka un sistema de limpieza, el cual se describe a continuación.
2.17 Sistema de limpieza CIP (Clean in Place)
En la industria higiénica, como el caso de alimenticia, farmacéutica y cosmética la
limpieza sistemática de las instalaciones se debe considerar como parte integrante de la
19
producción y no como una opción (Edeflex, 2015). El concepto de limpieza de una
instalación sin desmontar ningún equipo ni tubería se resume limpieza CIP “Clean In Place”,
que se puede traducir por “Limpieza In Situ”. La limpieza in situ, se lleva a cabo mediante la
circulación de agua y disoluciones de productos químicos calientes a través del equipo o
tubería que trabaja en contacto con los productos. Su acción física, química y bacteriológica
elimina la suciedad y los microorganismos de las superficies. En el más amplio sentido de la
palabra, el proceso de limpieza comprende tres estadios: a) limpieza, eliminación de
suciedad, b) desinfección, reducción del número de bacterias residual en los depósitos y
superficies pulidas, y c) esterilización, eliminación de todas las bacterias (Edeflex, 2015).
La función de la unidad de limpieza CIP es la de preparar las soluciones de limpieza en
la concentración y temperatura adecuadas y programar los distintos ciclos necesarios para la
limpieza de todos los elementos de la planta controlando variables como temperatura, caudal
y/o presión. Además, debe funcionar de una manera ordenada, minimizando el consumo
energético, y con versatilidad en los programas de limpieza (Edeflex, 2015).
Como uno de los objetivos del trabajo de titulación, es desarrollar los planos del diseño
de la planta productora de vodka en AutoCAD, describimos a continuación esta herramienta
informática.
2.18 AutoCAD
Según Peralta (2008), el término AutoCAD surge como creación de la compañía
Autodesk, teniendo su primera aparición en 1982. AutoCAD es un software reconocido a
nivel internacional por sus amplias capacidades de edición, que hacen posible el dibujo
digital de planos de edificios o la recreación de imágenes en 3D.
AutoCAD es uno de los programas más usados, elegido por arquitectos, diseñadores
gráficos e ingenieros. Desglosando su nombre, se encuentra que CAD refiere a Diseño
Asistido por Computadora (por sus siglas en inglés).
20
3 METODOLOGÍA EXPERIMENTAL
3.1 Proceso Experimental
Para la obtención de etanol a partir de la papa, entre los procesos principales se
encuentran la obtención de almidón, en la figura 9 se indica el proceso.
Figura 9 Diagrama de Flujo para la Obtención de Almidón
Materia Prima (Papa)
Recepción
Clasificación
Pesado
Lavado
Pelado
Pesado
Rallado
Sedimentación
Papa Deteriorada
Agua Lodos
Materia prima limpia
Adquisición de la papa
Materia prima sin corteza
Materia prima rallada
Secado
Eliminación de agua
T = 45° ; t= 3 horas, materia prima seca
21
Una vez obtenido el almidón, se realiza los siguientes procesos que son: hidrólisis del
almidón, sacarificación, fermentación y destilación. En la figura 10 se indica el proceso.
Dilución
Hidrólisis del almidón
Sacarificación
Dilución
Esterilización
Fermentación
Filtración
Destilación
Vodka
Agua
α – alfamilasa
Glucoamilasa
Agua
Solución Calentada
Solución Hidrolizada
Solución Diluida
Embotellado
Etiquetado
Almacenamiento
ActivaciónLevadura
Solución Azucarada
Solución Alcohólica
Solución Fermentada con levaduras
Solución Esterilizada
Eliminar bacterias, mohos, hongos
CO2
Levadura
Residuos
Almidón
Figura 10 Diagrama de Flujo para la Obtención de Vodka
22
3.2 Datos iniciales para el diseño de la planta productora de vodka.
Una vez establecida la teoría para el diseño del proceso, es conveniente seleccionar las
variables necesarias para diseñar: a) el tanque de mezcla, que se observa en la tabla 2, b) el
proceso de fermentación en la tabla 3, c) la unidad de destilación diferencial por cargas en la
tabla 4, d) el proceso de condensación en la tabla 5, y e) el proceso de vaporización en la
tabla 6.
Tabla 2 Variables dependientes del proceso de hidrólisis del almidón y sacarificación (tanque de
mezcla)
Proceso Parámetros Valores
Hidrólisis del
almidón
MT-3
Enzima 𝛼 𝑎𝑚𝑖𝑙𝑎𝑠𝑎
Temperatura 75–90°C
Tiempo 1-0,5 horas
pH 6-7
Sacarificación
MT-3
Enzima Glucoamilasa
Temperatura 50–55°C
Tiempo 1-0,5 horas
pH 4-5
Agitación
MT-36
Constante de proporcionalidad 70
Número del agitador 5,6
Número de revoluciones por minuto 150
Tabla 3 Variables dependientes del proceso de fermentación (tanque de fermentación)
Fermentación
FT-36
Temperatura 28–32°C
Tiempo 68-72 horas
pH 3,5 a 5,5
Volumen 50 litros
Agitación
FT-36
Constante de proporcionalidad 70
Número del agitador 5,6
Número de revoluciones por minuto 150
23
Tabla 4 Variables dependientes del proceso de destilación diferencial por cargas
Destilación
DK-48
Alimentación
Presión 540 mmHg
𝑇𝑒𝑏𝑢𝑙𝑙𝑖𝑐𝑖ó𝑛 𝑎𝑔𝑢𝑎 91 °C
𝑇𝑒𝑏𝑢𝑙𝑙𝑖𝑐𝑖ó𝑛 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 70°C
Fracción en %V/V agua 0,85
Fracción en %V/V etanol 0,15
𝜌𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 789 𝑘𝑔
𝑚3
𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎 1000
𝑘𝑔
𝑚3
𝑃𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 46𝑔
𝑚𝑜𝑙
𝑃𝑀𝑎𝑔𝑢𝑎 18 𝑔
𝑚𝑜𝑙
Destilado
Fracción en %V/V agua 0,4
Fracción en %V/V etanol 0,6
Tabla 5 Variables dependientes del proceso de condensación
Condensación
CHE-51
Línea de
Producto
Flujo másico 𝑄𝑚 = 50
𝑘𝑔
ℎ
Diámetro 0,04 m
Velocidad de gases 30 𝑚 𝑠⁄
Presión 0,72 bares
Temperatura 90,67°C
𝜌𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟𝑎𝑔𝑢𝑎 0,43𝑘𝑔
𝑚3
𝜇𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟𝑎𝑔𝑢𝑎 1,17 ∗ 10−5 𝑃𝑎 − 𝑠
ℎ𝑙í𝑞𝑢𝑖𝑑𝑎 379,81 𝑘𝐽
𝑘𝑔
ℎ𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 2660,63 𝑘𝐽
𝑘𝑔
𝑋𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 1
Línea de
Servicio
Velocidad de líquidos 2,5 𝑚 𝑠⁄
Presión 3 bares
Temperatura inicial 15 °C
Entalpía inicial 63,27 𝑘𝐽
𝑘𝑔
Temperatura final 50 °C
Entalpía final 209,58 𝑘𝐽
𝑘𝑔
24
Tabla 6 Variables dependientes del proceso del Vaporización (calentador)
Vaporización
RB-49
Línea de
Servicio
Flujo másico 𝑄𝑚 = 50
𝑘𝑔
ℎ
Diámetro 0,02 m
Velocidad de gases 30 𝑚 𝑠⁄
Presión 0,72 bares
Temperatura 130 °C
𝜌𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟𝑎𝑔𝑢𝑎 1,30𝑘𝑔
𝑚3
𝜇𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟𝑎𝑔𝑢𝑎 2,11 ∗ 10−4 𝑃𝑎 − 𝑠
ℎ𝑙í𝑞𝑢𝑖𝑑𝑎 525,06 𝑘𝐽
𝑘𝑔
ℎ𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 2713,10 𝑘𝐽
𝑘𝑔
Línea de
Producto
Velocidad de líquidos 2,5 𝑚 𝑠⁄
Presión 5 bares
Temperatura inicial 15 °C
Entalpía inicial 63,46 𝑘𝐽
𝑘𝑔
Temperatura final 50 °C
Entalpía final 209,71 𝑘𝐽
𝑘𝑔
25
4 CÁLCULOS
Los cálculos que se detallan a continuación están basados en las Buenas Prácticas de
Ingeniería (GEP), por su acrónimo en inglés (Good Engineering Practices) (Asme, 2009).
4.1 Dimensionamiento del tanque de mezcla
Para sistemas que trabajan con presiones bajas, es decir, presiones cercanas a la
atmosférica es recomendable usar una relación de aspecto de H
DT= 1,25 a 1,5. Por lo tanto, la
altura es especificada para almacenar únicamente el volumen del medio líquido, por lo que
proporcionamos una holgura en la altura, por lo cual al volumen nominal se usa un factor de
1,15 obteniendo:
Cálculo del volumen total del tanque de mezcla
𝑉𝑇 = 𝑉𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙 ∗ 1,15
𝑉𝑇 = 50 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠 ∗ 1,15
𝑉𝑇 = 58 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
Usando la relación de aspecto de:
H
D𝑇= 1,5
𝐻 = 1,5 D𝑇
Para determinar las dimensiones del tanque de mezcla usamos las relaciones estándares
de dimensionamiento de tanques agitados.
𝑉𝑇 =𝜋 ∗ 𝐷𝑇
2
4∗ 𝐻
Dónde:
𝑉𝑇 = volumen total del tanque
𝐷𝑇 = diámetro interior del tanque
𝐻 = es la altura del tanque
26
𝑉𝑇 =𝜋 ∗ 𝐷𝑇
2
4∗ 𝐻
Cálculo del diámetro interior del tanque
𝑉𝑇 =𝜋 ∗ 𝐷𝑇
2
4∗ (1,5 D𝑇)
D𝑇 = (4 ∗ 𝑉𝑇
𝜋 ∗ 1,5)
1/3
𝐷𝑇 = 0,366 𝑚
Cálculo de la altura del tanque
𝐻 = 1,5 (0,366 𝑚)
𝐻𝑇 = 0,55 𝑚
Dimensionamiento del Agitador
El tipo de agitador que se utilizara se muestra en la Figura 11. En la Tabla 7
encontramos su respectiva constante (𝑘1) y número de agitador (𝑁𝑝).
Tabla 7 Constante de proporcionalidad y número del agitador de Turbina
Rushton
Tipo de Agitador 𝑘1 𝑁𝑝
Turbina Rushton 70 5,6
Figura 11 Agitador de Turbina Rushton
La turbina Rushton es ideal para la fermentación. Las paletas de hélices Rushton son
planas y colocadas verticalmente a lo largo del eje de agitación, produciendo un flujo radial
unidireccional; por lo común son utilizadas en fermentaciones que no requieren altas tasas de
27
oxígeno (proceso anaeróbico) tales como la levadura, bacterias y algunos hongos.
Ubicación:
La ubicación de los agitadores en el tanque depende del tipo de turbina, sin embargo,
para los agitadores: turbina de Rushton, Canalete y Hélice marina se pueden sacar las
relaciones adimensionales correspondientes al agitador, demostradas en la tabla 8, y
dependiendo de la altura y diámetro del tanque como se observa en la figura 12.
Figura 12 Agitador de Turbina Rushton con Relaciones Adimensionales
Tabla 8 Relaciones adimensionales y valores de las dimensiones del agitador
Relación Valor Medida Valor
𝐷𝑇Di
⁄ 1,5 DT 0,366
HTDi
⁄ 2,2 HT 0,55
𝐻𝑖Di
⁄ 0,6 Hi 0,15
LiDi
⁄ 0,6 Li 0,14
WiDi
⁄ 0,8 Wi 0,2
𝑊𝑏𝐷𝑇
⁄ 0,5 Wb 0,17
DiHT
⁄ 0,5 Di 0,25
Dónde:
DT= es el diámetro total del tanque (m)
HT= es la altura total en el tanque (m)
Hi= es la distancia desde la parte inferior al agitador (m)
28
Wi= es el ancho del agitador (m)
Li= es el largo de las paletas del agitador (m)
Wb= es el ancho del contenedor(m)
Di= es el diámetro del agitador (m)
Nag = número de revoluciones del agitad
Los agitadores industriales de paletas giran a una velocidad comprendida entre 20 y 150
rpm. A velocidades muy bajas, un agitador de paletas produce una agitación suave en un
tanque sin placas deflectoras o cortacorrientes, las cuales son necesarias para velocidades
elevadas. De lo contrario, el líquido se mueve como un remolino que gira alrededor del
tanque, con una velocidad elevada, pero con poco efecto de mezcla.
Es por esto que el diseño del tanque de mezcla (Ver Anexo I) cuenta con placas
deflectoras o cortacorrientes, las mismas que se colocan en VisiMix, logrando de esta forma
una mezcla uniforme (Ver Figura 13).
Figura 13 Simulación del Agitador en VisiMix
Potencia del agitador
Ahora calculamos el número de Reynolds con una velocidad de 150 rpm debido a que
se realizó la simulación en VisiMix y no presento vórtice alguno con dicha velocidad (Ver
Figura 14).
29
Figura 14 Simulación de la Agitación con 150 rpm
Para realizar el cálculo necesitamos determinar la densidad y la viscosidad de la mezcla
agua- papa
Cálculo de la densidad de la mezcla
𝜌𝑚𝑧 = ∑ 𝑥𝑝𝑖 ∗ 𝜌𝑖
𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎 = 1000 𝑘𝑔
𝑚3
𝜌𝑝𝑎𝑝𝑎 = 1000 𝑘𝑔
𝑚3
𝜌𝑚𝑧 = 1000 𝑘𝑔
𝑚3
Cálculo de la viscosidad de la mezcla
𝜇𝑚 = ∑ 𝑥𝑝𝑖 ∗ 𝜇𝑖
𝜇𝑚 = (0,88 ∗ 1,2 𝑐𝑝 + 0,12 ∗ 8 𝑐𝑝)
𝜇𝑚 = 2,016 𝑐𝑝
𝜇𝑚 = 0,002016 𝑃𝑎. 𝑠 Por lo tanto, ya podemos calcular el número de Reynolds (Re):
𝑅𝑒 =𝑁𝑎𝑔 ∗ 𝐷𝑖
2 ∗ 𝜌𝑚
𝜇𝑚
30
𝑅𝑒 =(2,5 𝑟. 𝑝. 𝑠) ∗ (0,25 𝑚)2 ∗ (1000
𝑘𝑔𝑚3⁄ )
(0,002016𝑘𝑔
𝑚. 𝑠⁄ )
𝑅𝑒 = 77504,96 Régimen turbulento
Dónde:
ρmezcla = 1000 kg
m3 a 20 °C
μmezcla= viscosidad de la mezcla [Pa . s]
Con esto demostramos que el flujo en el interior del tanque para la fermentación está en
el régimen turbulento y podemos utilizar la siguiente expresión para calcular el consumo de
potencia sin aireación para el agitador Rushton de turbina:
𝑃 = 𝑁𝑝 ∗ 𝜌𝑚𝑒𝑧𝑐𝑙𝑎 ∗ 𝑁𝑟.𝑝.𝑠3 ∗ 𝐷𝑖
5
𝑃 = 5,6 ∗ 1000 𝑘𝑔
𝑚3∗ (2,5 𝑟. 𝑝. 𝑠)3 ∗ (0,25 𝑚)5
𝑃 = 85,45 𝑊
𝑃 = 0,12 ℎ𝑝
Una vez determinado el volumen, la altura y el tipo de agitador del tanque de mezcla, la
solución (agua + papa), entra al tanque de fermentación, para lo cual se realiza el diseño del
tanque de fermentación teniendo en cuenta que el agitador es el mismo del tanque de mezcla
(Rushton), por lo cual no es necesario repetir su dimensionamiento.
4.2 Dimensionamiento del tanque para la fermentación
Cálculo del tiempo de fermentación
Para determinar el volumen del tanque para la fermentación necesario para producir
50 litros/carga, debemos calcular el tiempo necesario para llevar a cabo la transformación de
glucosa a etanol
𝐭𝐭 = 𝐭𝐜 + 𝐭𝐑 + 𝐭𝐃 + 𝐭𝐋
Dónde:
tc = es el tiempo requerido para cargar el biorreactor con la solución rica en
31
sustrato e inocular,
tR = es el tiempo de bioconversión del sustrato en etanol,
tD = es el tiempo de descarga de producto más vinazas
tL = es el tiempo necesario para limpiar, esterilizar y realizar cualquier
acondicionamiento del tanque para fermentación antes de cargar sustrato e inocular
nuevamente.
El tiempo de transformación de glucosa a etanol, es de 68 a 72 horas, según GUNT,
(2010) por lo cual se tomará un tiempo de 70 horas, el tiempo de carga y descarga se
supondrán de 0,25 horas para cada uno debido a que la carga de alimentación no es muy alta,
y para el tiempo de limpieza y esterilización de 0,5 horas.
𝑡𝑡 = 0,25 + 70 + 0,25 + 0,5 = 71 ℎ𝑜𝑟𝑎𝑠
El tiempo de fermentación, es calculado, para conocer cuánto tiempo va a durar dicho
proceso una vez implementada la planta productora de vodka, debido a que es el proceso que
tarda más tiempo y así realizar una estimación de cuanto se podría producir.
Cálculo del volumen del tanque para fermentación
La altura es diseñada para almacenar únicamente el volumen del medio líquido, por eso
sobre diseñamos la altura usando una relación de aspecto de H
DT= 1,25 a 1,5; para dar lugar
al CO2 generado en la fermentación, el aumento al volumen por biomasa, entre otros, usando
al volumen nominal una relación de 1,15 obteniendo así:
Cálculo del volumen total del tanque para fermentación
𝑉𝑇 = 𝑉𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙 ∗ 1,15
𝑉𝑇 = 50 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠 ∗ 1,15
𝑉𝑇 = 58 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
Usando la relación de aspecto de:
32
H
D𝑇= 1,5
𝐻 = 1,5 D𝑇
Para determinar las dimensiones del tanque para la fermentación usamos las relaciones
estándares de dimensionamiento de tanques agitados.
𝑉𝑇 =𝜋 ∗ 𝐷𝑇
2
4∗ 𝐻
Dónde:
𝑉𝑇 = volumen total del tanque
𝐷𝑇 = diámetro interior del tanque
𝐻 = es la altura del tanque
𝑉𝑇 =𝜋 ∗ 𝐷𝑇
2
4∗ 𝐻
Cálculo del diámetro interior del tanque para fermentación
𝑉𝑇 =𝜋 ∗ 𝐷𝑇
2
4∗ (1,5 D𝑇)
D𝑇 = (4 ∗ 𝑉𝑇
𝜋 ∗ 1,5)
1/3
𝐷𝑇 = 0,366 𝑚
Cálculo de la altura del tanque para fermentación
𝐻 = 1,5 (0,366 𝑚)
𝐻𝑇 = 0,55 𝑚
Una vez concluida la fermentación (agua + etanol), es dirigida a la unidad de destilación
diferencial por cargas para de esta manera obtener el volumen de etanol destilado.
4.3 Diseño de la unidad de destilación diferencial por cargas
Para el diseño de la unidad de destilación para la separación de la mezcla etanol-agua, se
ha seleccionado una unidad de destilación simple o diferencial debido a su bajo costo y por
ser una de las unidades más factible en su adquisición (Figura 6), y las condiciones para el
33
diseño de la misma se encuentran en la tabla 9.
Tabla 9 Condiciones de Operación en la Alimentación (Wo)
Representación Parámetro Valor
P Presión 540 mm Hg
%volumen etanol 𝑋𝑖 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 0,15
%volumen agua 𝑋𝑖 𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 0,85
4.3.1 Cálculo de la densidad de la solución etanol-agua en la carga inicial de la
columna de destilación (Wo).
Se procede a determinar densidades de los componentes puros como también sus
fracciones en masa para poder de esta manera determinar la densidad de la solución.
Cálculo del volumen de etanol puro
𝑉𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 𝑋𝑖 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 ∗ 𝑉𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙
𝑉𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,15 ∗ 50 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
𝑉𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 7,5 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠 ∗ 1000 𝑚𝑙
1 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜
𝑉𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 7500 𝑚𝑙
Cálculo de la masa del etanol
𝑚 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 𝑉𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 ∗ 𝜌𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝜌𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,789 𝑔
𝑚𝑙
𝑚 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 7500 𝑚𝑙 ∗ 0,789 𝑔
𝑚𝑙
𝑚 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 5917,5 𝑔
𝑚 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 5,92 𝑘𝑔
Cálculo del volumen de agua puro
𝑉𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 𝑋𝑖 𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝑉𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙
𝑉𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 0,85 ∗ 50 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
𝑉𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 42,5 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠 ∗ 1000 𝑚𝑙
1 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜
34
𝑉𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 42500 𝑚𝑙
Cálculo de la masa del agua
𝑚𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 𝑉𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎
𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎 = 1 𝑔
𝑚𝑙
𝑚𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 42500 𝑚𝑙 ∗ 1 𝑔
𝑚𝑙
𝑚𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 42500 𝑔
𝑚𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 42,5 𝑘𝑔
Cálculo de la masa total de la solución
𝑚𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑚 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 + 𝑚𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑚𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 5,92 𝑘𝑔 + 42,5 𝑘𝑔
𝑚𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 48,42 𝑘𝑔
Cálculo de la fracción en peso de etanol
𝑋𝑝 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 =𝑚 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑚𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
𝑋𝑝 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 5,92 𝑘𝑔
48,42 𝑘𝑔
𝑋𝑝 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,12
Cálculo de la fracción en peso de agua
𝑋𝑝 𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 =𝑚𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑚𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
𝑋𝑝 𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 42,5 𝑘𝑔
48,42 𝑘𝑔
𝑋𝑝 𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 0,88
35
Cálculo de la densidad de la mezcla
𝜌𝑚𝑧 = ∑ 𝑥𝑝𝑖 ∗ 𝜌𝑖
𝜌𝑚𝑧 = (0,88 ∗ 1000 𝑘𝑔
𝑚3 + 0,12 ∗ 789
𝑘𝑔
𝑚3)
𝜌𝑚𝑧 = 970 𝑘𝑔
𝑚3
𝜌𝑚𝑧 = 0,97 𝑔
𝑚𝑙
4.3.2 Cálculo de las fracciones molares de etanol y agua en la carga inicial de la
columna de destilación (Wo).
El vodka normalmente se especifica por su fracción volumétrica sin embargo para hacer
cálculos de dimensionamiento de unidad de destilación se necesita las concentraciones en
fracción molar para lo que se procede a transformar de fracción volumétrica a molar.
Cálculo del número de moles de etanol
nWo etanol =m Wo etanol
Metanol
Dónde
𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = es el peso molecular del etanol 𝑔
𝑚𝑜𝑙
𝑛𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 =5917,5 𝑔
46𝑔
𝑚𝑜𝑙
𝑛𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 128,64 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
Cálculo del número de moles de agua
nWo agua =mWo agua
Magua
Dónde
𝑀𝑎𝑔𝑢𝑎 = es el peso molecular del agua 𝑔
𝑚𝑜𝑙
𝑛𝑎𝑔𝑢𝑎 =42500 𝑔
18𝑔
𝑚𝑜𝑙
36
𝑛𝑎𝑔𝑢𝑎 = 2361,11 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
Cálculo del número total de moles
𝑛𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 = 𝑛𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 + 𝑛𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑛𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 = 128,64 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 + 2361,11 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
𝑛𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 = 2489,75 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
Cálculo de la fracción molar del etanol
𝑋𝑛 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 =𝑛𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑛𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠
𝑋𝑛 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 =128,64 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
2489,75 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
𝑋𝑛 𝑊𝑜 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,05
Cálculo de la fracción molar del agua
𝑋𝑛 𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 =𝑛𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑛𝑊𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠
𝑋𝑛 𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 =2361,11 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
2489,75 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
𝑋𝑛 𝑊𝑜 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 0,95
Normalmente el contenido de alcohol del vodka se encuentra entre 37 % y 50 % V/V,
para nuestra planta hemos escogido el 40% en volumen de destilado y las condiciones de
operación se muestran en la tabla 10.
Tabla 10 Condiciones de Operación en el Destilado (D)
Representación Parámetro Valor
P Presión 540 mm Hg
%volumen etanol 𝑋𝑖 𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 0,40
%volumen agua 𝑋𝑖 𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 0,60
37
4.3.3 Cálculo de la densidad de la solución etanol-agua en la corriente de
destilado (D).
Se procede a determinar densidades de los componentes puros como también sus
fracciones en masa para poder de esta manera determinar la densidad de la solución.
Cálculo del volumen de etanol puro
Base de cálculo:
𝑉𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙 = 50 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
𝑉𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 𝑋𝑖 𝐷𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 ∗ 𝑉𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙
𝑉𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,40 ∗ 50 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
𝑉𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 20 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠 ∗ 1000 𝑚𝑙
1 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜
𝑉𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 20 000 𝑚𝑙
Cálculo de la masa del etanol
𝑚𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 𝑉𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 ∗ 𝜌𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝜌𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,789 𝑔
𝑚𝑙
𝑚𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 20 000 𝑚𝑙 ∗ 0,789 𝑔
𝑚𝑙
𝑚𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 15 780 𝑔
𝑚𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 15,78 𝑘𝑔
Cálculo del volumen de agua puro
𝑉𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 𝑋𝑖 D 𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝑉𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙
𝑉𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 0,60 ∗ 50 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
𝑉𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 30 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠 ∗ 1000 𝑚𝑙
1 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜
𝑉𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 30 000 𝑚𝑙
38
Cálculo de la masa del agua
𝑚𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 𝑉𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎
𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎 = 1 𝑔
𝑚𝑙
𝑚𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 30 000 𝑚𝑙 ∗ 1 𝑔
𝑚𝑙
𝑚𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 30 000 𝑔
𝑚𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 30 𝑘𝑔
Cálculo de la masa total de la solución de destilado
𝑚𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑚𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 + 𝑚𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑚𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 15,78 𝑘𝑔 + 30 𝑘𝑔
𝑚𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 45,78 𝑘𝑔
Cálculo de la fracción en peso de etanol
𝑋𝑝 𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 =𝑚𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑚𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
𝑋𝑝 𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 15,78 𝑘𝑔
45,78 𝑘𝑔
𝑋𝑝 𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,34
Cálculo de la fracción en peso de agua
𝑋𝑝 𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 =𝑚𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑚𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙
𝑋𝑝 𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 30 𝑘𝑔
45,78 𝑘𝑔
𝑋𝑝 𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 0,66
39
Cálculo de la densidad de la mezcla
𝜌𝑚𝑧 = ∑ 𝑥𝑝𝑖 ∗ 𝜌𝑖
𝜌𝑚𝑧 = (0,66 ∗ 1000 𝑘𝑔
𝑚3 + 0,34 ∗ 789
𝑘𝑔
𝑚3)
𝜌𝑚 = 928,26 𝑘𝑔
𝑚3
𝜌𝑚 = 0,93 𝑔
𝑚𝑙
4.3.4 Cálculo de las fracciones molares de etanol y agua en la corriente de
destilado (D).
El vodka normalmente se especifica por su fracción volumétrica sin embargo para hacer
cálculos de dimensionamiento de la unidad de destilación se necesita las concentraciones en
fracción molar para lo que se procede a transformar de fracción volumétrica a molar.
Cálculo del número de moles de etanol
𝑛𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 =𝑚𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
Dónde
𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = es el peso molecular del etanol 𝑔
𝑚𝑜𝑙
𝑛𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 =15 780 𝑔
46𝑔
𝑚𝑜𝑙
𝑛𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 343,04 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
Cálculo del número de moles de agua
𝑛𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 =𝑚𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑀𝑎𝑔𝑢𝑎
Dónde
𝑀𝑎𝑔𝑢𝑎 = es el peso molecular del agua 𝑔
𝑚𝑜𝑙
40
𝑛𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 =30 000 𝑔
18𝑔
𝑚𝑜𝑙
𝑛𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 1666,67 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
Cálculo del número total de moles
𝑛𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 = 𝑛𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 + 𝑛𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑛𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 = 343,04 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 + 1666,67 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
𝑛𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 = 2009,71 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
Cálculo de la fracción molar del etanol
𝑋𝑛 𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 =𝑛𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑛𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠
𝑋𝑛 𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 =343,04 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
2009,71 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
𝑋𝑛 𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,17
Cálculo de la fracción molar del agua
𝑋𝑛 𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 =𝑛𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑛𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠
𝑋𝑛 𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 1666,67 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
2009,71 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
𝑋𝑛 𝐷 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 0,83
Obteniendo la fracción molar de destilado de etanol (vapor) de 0,17 se toma el valor del
líquido de 0,02 de los datos del equilibrio líquido-vapor (Ver Anexo B).
De la figura 15 se obtiene la regresión polinómica de la curva de equilibrio, se sabe que
es correcta debido a que el ajuste de la ecuación R² = 0,997 es cercano a 1, para de esta
manera integrar la ecuación, con los valores molares obtenidos en el destilado y usando la
ecuación (1) de Rayleigh, mientras que x e y son calculados mediante el algoritmo (Ver
anexo A).
41
Figura 15 Curva de Equilibrio Líquido Vapor
∫dx
(y − x)= ∫
dW
w= ln
W
Wo
W
Wo
x
xo
Dónde
xo = es la fracción molar inicial de carga
𝑥 = es la fracción molar final de carga
𝑦 = es la fracción molar del destilado
Wo = es la carga inicial (moles)
W = es el residuo (moles)
4.3.5 Cálculo del número de moles de etanol y agua en la corriente de residuo
(W).
Con todos los cálculos anteriores ya podemos determinar las moles en el residuo, para
luego determinar las concentraciones de etanol y agua.
Cálculo del número de moles en la corriente de residuo (W).
y = -33,46x6 + 113,44x5 - 151,04x4 + 100,52x3 - 34,901x2 + 6,3754x + 0,0534
y = -33,46x6 + 113,44x5 - 151,04x4 + 100,52x3 -34,901x2 + 6,3754x + 0,0534
R² = 0,9978
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
0,00 0,50 1,00
Y
X
Curva de Equilibrio líquido vapor
42
∫𝑑𝑥
𝑃(𝑥) − 𝑥
0,02
0,05
Determinando así la integral:
∫1
(−33,46 𝑥6 + 113,4 𝑥5 − 151 𝑥4 + 100,5 𝑥3 − 34,9 𝑥2 + 5,375 𝑥 + 0,053)𝑑𝑥
0,02
0,05
= −0,156845
ln𝑊
𝑊𝑜= ∫
𝑑𝑥
𝑃(𝑥) − 𝑥
0,02
0,05
ln𝑊
𝑊𝑜= −0,156845
𝑒𝑙𝑛
𝑊
𝑊𝑜 = −0,156845
𝑊
𝑊𝑜= 𝑒−0,156845
𝑊 = 𝑒−0,156845 ∗ 𝑊𝑜
𝑊 = 𝑒−0,156845 ∗ (2489,75 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠)
𝑊 = 2128,33 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
Cálculo del número de moles de etanol en el residuo
𝑛𝑊 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 = 2128,33 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
𝑛𝑊 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 = 𝑛𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 + 𝑛𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑥𝑛𝑊 = 0,02 Se obtuvo de la curva L-V
𝑥𝑛𝑊 =𝑛𝐷 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑛𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠
𝑛𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 𝑥𝑛𝐷 ∗ 𝑛𝐷 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠
𝑛𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,02 ∗ (2128,33 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 )
𝑛𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 42,57 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
Cálculo del número de moles del agua en el residuo
𝑛𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 𝑛𝑊 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒𝑠 − 𝑛𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑛𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 2128,33 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 − 42,57 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
43
𝑛𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 2085,76 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠
4.3.6 Cálculo de las concentraciones de etanol y agua de moles a litros en la
corriente de residuo (W).
Como se necesita saber la carga final del residuo en unidades de volumen es necesario
el cambio de concentración de moles a litros.
Cálculo de la masa de etanol de residuo
𝑛𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 𝑚𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝑚𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 𝑛𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 ∗ 𝑀𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
Dónde
Metanol= es el peso molecular del etanol g
mol
𝑚𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 42,57 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 ∗ 46 𝑔
𝑚𝑜𝑙
𝑚𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 1953,62 𝑔 ∗ 0,001 𝑘𝑔
1 𝑔
𝑚𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 1,95362 𝑘𝑔
Cálculo de la masa del agua del residuo
𝑛𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 𝑚𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑀𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑚𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 𝑛𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 ∗ 𝑀𝑎𝑔𝑢𝑎
Dónde
Magua= es el peso molecular del agua g
mol
𝑚𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 42,57 𝑚𝑜𝑙𝑒𝑠 ∗ 18 𝑔
𝑚𝑜𝑙
𝑚𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 37543,68 𝑔 ∗ 0,001 𝑘𝑔
1 𝑔
𝑚𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 37,54368 𝑘𝑔
44
Cálculo del volumen de etanol de residuo
𝑉𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 𝑚𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝜌𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙
𝜌𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 0,789 𝑔
𝑐𝑚3
𝑉𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 1953,62 𝑔
0,789 𝑔
𝑐𝑚3
𝑉𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 2476,07𝑐𝑚3
𝑉𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 = 2,47607 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
Cálculo del volumen de agua en el residuo
𝑉𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 𝑚𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎
𝜌𝑎𝑔𝑢𝑎 = 1 𝑔
𝑐𝑚3
𝑉𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 37543,68 𝑔
1 𝑔
𝑐𝑚3
𝑉𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 37543,68 𝑐𝑚3
𝑉𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎 = 37,54368 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
Cálculo del volumen total en el residuo
𝑉𝑊 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 𝑉𝑊 𝑒𝑡𝑎𝑛𝑜𝑙 + 𝑉𝑊 𝑎𝑔𝑢𝑎
𝑉𝑊 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 2476,07𝑐𝑚3 + 37543,68 𝑐𝑚3
𝑉𝑤 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 40019,75 𝑐𝑚3
𝑉𝑊 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 40 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
Cálculo del volumen total de destilado
Del balance General de masa se obtiene:
𝑉𝑊 + 𝑉𝐷 = 𝑉𝑊𝑜
45
𝑉𝐷 = 𝑉𝑊𝑜 − 𝑉𝑊
𝑉𝐷 = 50 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠 − 40 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
𝑉𝐷 = 10 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
Como se puede ver el destilado corresponde al 20 % V/V de la carga inicial
Una vez concluido el proceso de destilación, la planta productora de vodka cuenta con
un lavado CIP para tanques, donde se especifica el caudal de limpieza.
4.4 Cálculo del caudal del lavado CIP (Clean In Place) para tanques
Sabiendo que para el cálculo del caudal del lavado CIP para tanques verticales se define
mediante el factor (Kc) que se encuentra en los siguientes valores:
𝐾𝐶 = 1490 − 1864 𝑙
ℎ ∗ 𝑚
Entonces nuestro factor escogido fue de 𝐾𝐶 = 1500𝑙
ℎ∗𝑚
𝑉𝑇 = 58 𝑙𝑖𝑡𝑟𝑜𝑠
𝐷𝑇 = 0,366 𝑚
Cálculo del perímetro de la circunferencia
P = π ∗ D
P = π ∗ 0,366 𝑚
P = 1,15 m
Cálculo del caudal de limpieza
Q = 𝐾𝐶 ∗ P
Q = 1500𝑙
ℎ ∗ 𝑚∗ 1,15 m
Q = 1725 𝑙
ℎ
Dicho caudal de limpieza se emplea para lo que es el tanque de mezcla, el fermentador y
la unidad de destilación.
46
Se procede a diseñar el condensador, porque es ahí donde el vapor caliente (mezcla
etanol-agua) se enfría, obteniendo así el destilado, el cual cuenta con un lado de producto
(vapor) y un lado de servicio (agua), para de esta manera pasar del estado de vapor al líquido
(destilado), los cuales se diseñan a continuación.
4.5 Diseño del condensador
4.5.1 Lado del Producto
Cálculo del Diámetro del Condensador
Según la norma alemana DIN, (ver tabla 11) para tuberías pequeñas sanitarias, que se
compran en Ecuador, se escogió una base de cálculo un flujo másico de Qm = 50kg
h para de
esta manera con ayuda de una hoja electrónica obtener el diámetro del condensador, siendo
de 36 mm, para lo cual se aproximó al diámetro nominal de 40.
Tabla 11 Norma DIN, diámetros
DIN DN, mm ID, mm ED, mm
trans area, mm2
6 6 8 28.27
8 8 10 50.27
10 10 12 78.54
15 16 19 201.06
20 20 23 314.16
25 26 29 530.93
32 32 35 804.25
40 38 41 1134.11
50 50 53 1963.50
65 66 70 3421.19
80 81 85 5153.00
100 100 104 7853.98
125 125 129 12271.85
150 150 154 17671.46
∅ = 40 𝑚𝑚 ∗1 𝑚
1000 𝑚𝑚
∅ = 0,04 𝑚
47
Cálculo de la Velocidad
Velocidad recomendada para gases:
25 < 𝑣𝑔 < 45 (𝑚
𝑠)
Entonces la velocidad seleccionada es de 30 (m
s)
Cálculo del Caudal
𝑄 = 𝑣 ∗ 𝐴
𝑄 = 30 (𝑚
𝑠) ∗
𝜋 ∗ 𝐷2
4
𝑄 = 30 (𝑚
𝑠) ∗
𝜋 ∗ (0,04 𝑚)2
4
𝑄 = 30 (𝑚
𝑠) ∗ 1,26 ∗ 10−3𝑚2
𝑄 = 0,0378 𝑚3
𝑠∗
3600 𝑠
1 ℎ
Q = 136m3
h
Asumir que se dimensiona el condensador para agua pura, colocando un factor de
seguridad. PH2O = f(temperatura)
Presión en Quito
P = 0,72 atm ó 0,72 bar
A partir de la presión, obtenemos las propiedades necesarias de las tablas de vapor tales
como:
T = 90,67 °C
ρvap = 0,43 kg
m3
Xvap = 1
hlíquida = 379,81 𝐾𝐽
𝑘𝑔
48
hvap = 2660,63 𝐾𝐽
𝑘𝑔
Cálculo de la entalpía total
h𝑇 = hlíquida + 1 ∗ (hvap − hlíquida)
h𝑇 = 379,81 𝐾𝐽
𝑘𝑔+ 1 ∗ (2660,63
𝐾𝐽
𝑘𝑔− 379,81
𝐾𝐽
𝑘𝑔)
h𝑇 = 2660,63𝐾𝐽
𝑘𝑔
Cálculo del Calor entregado
Q𝑒 = 𝑄𝑚 ∗ (h𝑇 − hlíquida)
Q𝑒 = 50𝑘𝑔
ℎ∗ (2660,63
𝐾𝐽
𝑘𝑔− 379,81
𝐾𝐽
𝑘𝑔)
Q𝑒 = 114041𝐾𝐽
ℎ
Y la viscosidad del agua se obtuvo haciendo uso los datos termodinámicos incluidos en
el software de simulación HYSYS como se muestra en la tabla 12.
μvap = 1,173 ∗ 10−5 𝑃𝑎 − 𝑠
Tabla 12 Datos obtenidos en HYSYS
Agua
Temperatura 90,67 °C
Presión 0,7193 bares
Flujo molar 1000 𝑘𝑔 𝑚𝑜𝑙𝑒
ℎ
Viscosidad 1,173e-005 Pa-s
Entalpía -1,326e+004 𝑘𝐽
𝑘𝑔
Cálculo del Número de Reynolds
𝑅𝑒 =𝑣 ∗ 𝐷 ∗ 𝜌
𝜇
Dónde:
𝜌 = es la densidad en kg
m3
𝜇 = viscosidad de la mezcla(Pa . s)
49
𝐷= es el diámetro de la tubería en (m)
𝑣 = es la velocidad (𝑚
𝑠)
𝑅𝑒 =(30
𝑚
𝑠) ∗ (0,04 𝑚) ∗ (0,43
kg
m3)
1,173 ∗ 10−5 𝑃𝑎 − 𝑠
𝑅𝑒 = 43989,77 Régimen Turbulento
Cálculo de la Masa de Vapor Condensando de agua (aproximación al destilado)
�̇�𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝐻2𝑂= ρvap ∗ 𝑄
�̇�𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝐻2𝑂= 0,43
kg
m3∗ 136
𝑚3
ℎ
�̇�𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝐻2𝑂= 58,48
𝑘𝑔
ℎ
4.5.2 Lado del Servicio
Se asume los siguientes datos presión, temperatura y entalpía a la entrada del agua:
P = 3 bares
To = 15 °C
Obteniendo la entalpia de las tablas de vapor:
ho = 63,27 KJ
kg
Se asume los siguientes datos presión, temperatura y entalpía a la salida del agua:
P = 3 bares
Tf = 50 °C
Obteniendo la entalpia de las tablas de vapor:
hf = 209,58 KJ
kg
Cálculo de la diferencia media logarítmica
MLDT =∆𝑇𝑔 − ∆𝑇𝑝
ln (∆𝑇𝑔
∆𝑇𝑝)
50
Dónde:
∆𝑇𝑔 = es la variación de temperatura grande °𝐶
∆𝑇𝑝= es la variación de temperatura pequeña °𝐶
MLDT =75,67 °𝐶 − 40,67°𝐶
ln (75,67°𝐶
40,67°𝐶)
MLDT = 56,37 °C
Cálculo de la masa de enfriamiento del agua
Q𝑒 = 𝑚𝑒𝑛𝑓𝑟𝑖𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝐻2𝑂∗ ∆ℎ𝑓
Q𝑒 = 𝑚𝑒𝑛𝑓𝑟𝑖𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝐻2𝑂∗ (ℎ𝑓 − ℎ𝑜)
𝑚𝑒𝑛𝑓𝑟𝑖𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝐻2𝑂=
Q𝑒
(ℎ𝑓 − ℎ𝑜)
𝑚𝑒𝑛𝑓𝑟𝑖𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝐻2𝑂=
114041𝐾𝐽
ℎ
(209,58 𝐾𝐽
𝑘𝑔− 63,27
𝐾𝐽
𝑘𝑔)
𝑚𝑒𝑛𝑓𝑟𝑖𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝐻2𝑂= 779,45
𝑘𝑔
ℎ
Cálculo del calor recibido
Q𝑟 = 𝑚𝑒𝑛𝑓𝑟𝑖𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝐻2𝑂∗ (h𝑓 − ℎ𝑜)
Q𝑟 = 779,45𝑘𝑔
ℎ∗ (209,58
𝐾𝐽
𝑘𝑔
𝐾𝐽
𝑘𝑔− 63,27
𝐾𝐽
𝑘𝑔)
Q𝑟 = 114041𝐾𝐽
ℎ
Cálculo del coeficiente total de transferencia de calor
Para realizar este cálculo tomamos como referencia lo establecido por la institución
británica de calefacción BEAMA, se obtiene la siguiente ecuación:
𝑈 = 2,15 ∗ 𝑣0,5 ∗ (0,7586 + 0,0135 𝑇 − 0,0001 𝑇2)
Dónde:
U = coeficiente total de transferencia de calor(kW
m2 K)
51
v = velocidad de agua en los tubos (m
s)
T = es la temperatura del condensador (°C)
Velocidad recomendada para líquidos:
0,85 < 𝑣𝐿 < 2,5 (𝑚
𝑠)
Se tomó la velocidad de 2,5 m
s
𝑈 = 2,15 ∗ (2,5 m
s)
0,5
∗ (0,7586 + 0,0135 (90,67 °𝐶) − 0,0001 (90,67 °𝐶)2)
𝑈 = 3,95 kW
𝑚2 °𝐾
Cálculo del Flujo del Agua
La densidad del agua a 15 °C es 𝜌𝐻2𝑂= 999
𝑘𝑔
𝑚3
Q =Q𝑟
𝜌𝐻2𝑂
Q =114041
𝐾𝐽
ℎ
999 𝑘𝑔
𝑚3
Q = 114,15 𝑚3
ℎ
Cálculo del área del transversal
Q = 𝑣 ∗ 𝐴
𝐴 = Q
𝑣
𝐴 = 114,15
𝑚3
ℎ∗
1 ℎ
3600 𝑠
2,5 𝑚
𝑠
𝐴 = 0,012 𝑚2
52
Cálculo del diámetro
𝐴 = 𝜋 ∗ 𝐷2
4
𝐷 = (4 ∗ 𝐴
𝜋)
1/2
𝐷 = (4 ∗ 0,012 𝑚2
𝜋)
1/2
𝐷 = 0,124 𝑚 ∗ 1000 𝑚𝑚
1 𝑚
𝐷 = 123 𝑚𝑚
Se coloca como diámetro nominal de 125 mm (Ver Tabla 11)
Cálculo del área de transferencia de calor
Q𝑟 = 𝑈 ∗ 𝐴 ∗ 𝑀𝐿𝐷𝑇
𝐴 = Q𝑟
𝑈 ∗ 𝑀𝐿𝐷𝑇
𝐴 =114041
𝐾𝐽
ℎ∗
1ℎ
3600 𝑠∗ 1°𝐶
3,95 kW
𝑚2 °𝐾∗ 56,37 °C ∗ 1°𝐾
𝐴 = 0,142 𝑚2
Cálculo del perímetro del condensador
𝑃 = 2 ∗ 𝜋 ∗ 𝑟
𝑃 = 𝜋 ∗ 𝐷
𝑃 = 𝜋 ∗ 125 𝑚𝑚
𝑃 = 392,7 𝑚𝑚 ∗ 1 𝑚
1000 𝑚𝑚
𝑃 = 0,393 𝑚
Cálculo de la altura del Condensador
𝐴 = 𝑃 ∗ 𝐻
𝐻 = 𝐴
𝑃
53
𝐻 =0,142 𝑚2
0,393 𝑚
𝐻 = 0,361 𝑚 ∗1000 𝑚𝑚
1 𝑚
𝐻 = 361 𝑚𝑚
Como se trabajó con agua se colocó un factor de seguridad, para lo que es el
condensado una mezcla binaria
𝑘 = 1,25
Dónde
𝑘 = factor de seguridad
𝐻 = 361 𝑚𝑚 ∗ 1,25
𝐻 = 451,25 𝑚𝑚 ∗1 𝑚
1000 𝑚𝑚
𝐻 = 0,45 𝑚
Se procede a diseñar el vaporizador (calentador), el mismo que cumple la función de
recircular el fermentado (agua + etanol) hasta llegar a la temperatura deseada, donde el etanol
empezara a evaporarse, cuenta con un lado de servicio (vapor) y un lado de producto (agua),
los mismos que serán diseñados a continuación.
4.6 Diseño del Vaporizador (Calentador)
4.6.1 Lado de Servicio
El diseño del vaporizador, se realizó en HYSYS, como se puede observar en la figura 16
los cálculos respectivos, asumiendo los siguientes datos:
𝑃 = 5 𝑏𝑎𝑟𝑒𝑠
𝑇 = 130 °𝐶
𝑄 = 748𝐾𝑔
ℎ
Se tomó dicho flujo másico, para que en la parte de vaporizado salgan los 50Kg
h que se
54
establecieron al diseñar el condensador y de esta manera conocer la cantidad de vapor
utilizado.
Figura 16 Datos obtenidos en HYSYS
Cálculo del Diámetro del vaporizador
Según la norma alemana DIN para tuberías pequeñas sanitarias, que se compran en
Ecuador, se escogió una base de cálculo un flujo másico de Qm = 50kg
h para de esta manera
con ayuda de Excel obtener el diámetro, siendo de 21 mm, para lo cual se aproximó al
diámetro nominal de 20. (Ver Tabla 9).
∅ = 20 𝑚𝑚 ∗1 𝑚
1000 𝑚𝑚
∅ = 0,02 𝑚
Cálculo de la Velocidad
Velocidad recomendada para gases:
25 < 𝑣𝑔 < 45 (𝑚
𝑠)
Entonces la velocidad seleccionada es de 30 (m
s)
Cálculo del Caudal
𝑄 = 𝑣 ∗ 𝐴
𝑄 = 30 (𝑚
𝑠) ∗
𝜋 ∗ 𝐷2
4
55
𝑄 = 30 (𝑚
𝑠) ∗
𝜋 ∗ (0,02 𝑚)2
4
𝑄 = 30 (𝑚
𝑠) ∗ 3,14 ∗ 10−4𝑚2
𝑄 = 0,00942 𝑚3
𝑠∗
3600 𝑠
1 ℎ
𝑄 = 33,93𝑚3
ℎ
Asumir que se dimensiona el condensador para agua pura, colocando un factor de
seguridad. PH2O = f(temperatura)
Presión en Quito
𝑃 = 0,72 𝑎𝑡𝑚 ó 0,72 𝑏𝑎𝑟
A partir de la presión, obtenemos las propiedades necesarias de las tablas de vapor tales
como:
𝑇 = 130 °𝐶
ρvap = 1,30kg
m3
Xvap = 1
hlíquida = 525,06 𝐾𝐽
𝑘𝑔
hvap = 2713,10 𝐾𝐽
𝑘𝑔
Cálculo de la entalpía total
h𝑇 = hlíquida + 1 ∗ (hvap − hlíquida)
h𝑇 = 525,06 𝐾𝐽
𝑘𝑔+ 1 ∗ (2713,10
𝐾𝐽
𝑘𝑔− 525,06
𝐾𝐽
𝑘𝑔)
h𝑇 = 2713,1𝐾𝐽
𝑘𝑔
56
Cálculo del calor entregado
Q𝑒 = 𝑄𝑚 ∗ (h𝑇 − hlíquida)
Q𝑒 = 50𝑘𝑔
ℎ∗ (2713,1
𝐾𝐽
𝑘𝑔− 525,06
𝐾𝐽
𝑘𝑔)
Q𝑒 = 109402𝐾𝐽
ℎ
Y la viscosidad se obtuvo de HYSYS, como se observa en la tabla 13 colocando las
propiedades obtenidas:
μvap = 2,11 ∗ 10−4 𝑃𝑎 − 𝑠
Tabla 13 Datos obtenidos en HYSYS
Agua
Temperatura 130 °C
Presión 5 bares
Viscosidad 2,111e-004Pa-s
Flujo Másico 50𝑘𝑔
ℎ
Cálculo del Número de Reynolds
𝑅𝑒 =𝑣 ∗ 𝐷 ∗ 𝜌
𝜇
Dónde:
ρ = es la densidad en kg
m3
μ = viscosidad de la mezcla(Pa . s)
D= es el diámetro de la tubería en (m)
v = es la velocidad (m
s)
𝑅𝑒 =(30
𝑚
𝑠) ∗ (0,02 𝑚) ∗ (1,30
kg
m3)
2,11 ∗ 10−4 𝑃𝑎 − 𝑠
𝑅𝑒 = 3696,68 Régimen de Transición
57
Cálculo de la Masa de Vapor Condensando de agua (aproximación al destilado)
�̇�𝑣𝑎ℎ𝑜 𝐻2𝑂= ρvap ∗ 𝑄
�̇�𝑣𝑎ℎ𝑜 𝐻2𝑂= 1,3
kg
m3∗ 33,93
𝑚3
ℎ
�̇�𝑣𝑎ℎ𝑜 𝐻2𝑂= 44,11
𝑘𝑔
ℎ
4.6.2 Lado del producto
Se asume los siguientes datos presión, temperatura y entalpía a la entrada del agua:
𝑃 = 5 𝑏𝑎𝑟𝑒𝑠
𝑇𝑜 = 15 °𝐶
Obteniendo la entalpia de las tablas de vapor:
ho = 63,46 KJ
kg
Se asume los siguientes datos presión, temperatura y entalpía a la salida del agua:
P = 4,5 bares
Tf = 50 °C
Obteniendo la entalpia de las tablas de vapor:
ℎ𝑓 = 209,71 𝐾𝐽
𝑘𝑔
Cálculo de la diferencia media logarítmica
MLDT =∆𝑇𝑔 − ∆𝑇𝑝
ln (∆𝑇𝑔
∆𝑇𝑝)
Dónde:
∆Tg = es la variación de temperatura grande °C
∆Tp= es la variación de temperatura pequeña °C
MLDT =115 °C − 80°C
ln (115°C
80°C)
MLDT = 96,44 °C
58
Cálculo de la masa de enfriamiento del agua
Q𝑒 = 𝑚𝑒𝑛𝑓𝑟𝑖𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝐻2𝑂∗ ∆ℎ𝑓
Qe = menfriamiento H2O∗ (hf − ho)
menfriamiento H2O=
Qe
(hf − ho)
menfriamiento H2O=
109402KJ
h
(209,71 KJ
kg− 63,46
KJ
kg)
menfriamiento H2O= 748,04
kg
h
Cálculo del calor recibido
Q𝑟 = 𝑚𝑒𝑛𝑓𝑟𝑖𝑎𝑚𝑖𝑒𝑛𝑡𝑜 𝐻2𝑂∗ (h𝑓 − ℎ𝑜)
Qr = 748,04kg
h∗ (209,71
KJ
kg− 63,46
KJ
kg)
Qr = 109400,85 KJ
h
Cálculo del coeficiente total de transferencia de calor
Para realizar este cálculo tomamos como referencia lo establecido por la institución
británica de calefacción BEAMA, se obtiene la siguiente ecuación:
𝑈 = 2,15 ∗ 𝑣0,5 ∗ (0,7586 + 0,0135 𝑇 − 0,0001 𝑇2)
Dónde:
U = coeficiente total de transferencia de calor(kW
m2 K)
v = velocidad de agua en los tubos (m
s)
T = es la temperatura del calentador(°C)
Velocidad recomendada para líquidos:
0,85 < vL < 2,5 (m
s)
Se tomó la velocidad de 2,5 m
s
59
U = 2,15 ∗ (2,5 m
s)
0,5
∗ (0,7586 + 0,0135 (130 °C) − 0,0001 (130 °C)2)
U = 2,80 kW
m2 °K
Cálculo del Flujo del Agua
La densidad del agua a 15 °C es 𝜌𝐻2𝑂= 999
𝑘𝑔
𝑚3
Q =Q𝑟
𝜌𝐻2𝑂
Q =109400,85
KJ
h
999 kg
m3
Q = 109,51 m3
h
Cálculo del área del transversal
Q = 𝑣 ∗ 𝐴
𝐴 = Q
𝑣
𝐴 = 109,51
𝑚3
ℎ∗
1 ℎ
3600 𝑠
2,5 𝑚
𝑠
𝐴 = 0,012 𝑚2
Cálculo del diámetro
𝐴 = 𝜋∗ 𝐷2
4
𝐷 = (4 ∗ 𝐴
𝜋)
1/2
𝐷 = (4 ∗ 0,012 𝑚2
𝜋)
1/2
𝐷 = 0,124 𝑚 ∗ 1000 𝑚𝑚
1 𝑚
𝐷 = 123 𝑚𝑚
60
Se coloca como diámetro nominal de 125 mm (Ver Tabla 12)
Cálculo del área de transferencia de calor
Q𝑟 = 𝑈 ∗ 𝐴 ∗ 𝑀𝐿𝐷𝑇
A = Qr
U ∗ MLDT
A =109400,85
KJ
h∗
1h
3600 s∗ 1°C
2,80 kW
m2 °K∗ 96,44 °C ∗ 1°K
A = 0,113 m2
Cálculo del perímetro del vaporizador
𝑃 = 2 ∗ 𝜋 ∗ 𝑟
P = π ∗ D
P = π ∗ 125 mm
P = 392,7 mm ∗ 1 m
1000 mm
P = 0,393 m
Cálculo de la altura del vaporizador
𝐴 = 𝑃 ∗ 𝐻
𝐻 = 𝐴
𝑃
𝐻 =0,113 𝑚2
0,393 𝑚
𝐻 = 0,288 𝑚 ∗1000 𝑚𝑚
1 𝑚
𝐻 = 288 𝑚𝑚
61
Como se trabajó con agua se colocó un factor de seguridad, para lo que es el
condensado de una mezcla binaria
𝑘 = 1,25
Dónde
𝑘 = factor de seguridad
𝐻 = 288 𝑚𝑚 ∗ 1,25
𝐻 = 360 𝑚𝑚 ∗1 𝑚
1000 𝑚𝑚
𝐻 = 0,36 𝑚
62
5 RESULTADOS
Una vez realizado el diseño se obtuvieron los siguientes datos: a) proceso de
hidrólisis-sacarificación (tabla 14), b) proceso de fermentación (tabla 15), c) proceso
de destilación diferencial por cargas (tablas 16, 17, 18 y 19), d) proceso de
condensación línea de producto (tabla 20), línea de servicio (tabla 21) y e) proceso de
vaporización línea de servicio (tabla 22) y línea de producto (tabla 23).
5.1 Resultados de la hidrólisis-sacarificación:
Tabla 14 Resultados del tanque de mezcla
Volumen total del tanque 58 litros
Altura total del tanque 0,55 metros
Diámetro interno tanque 0,366 metros
Agitador
Densidad de la mezcla (agua + papa) 1000 𝑘𝑔
𝑚3
Viscosidad de la mezcla (agua + papa) 0,002016 𝑃𝑎. 𝑠
Reynolds 77504,96 Régimen turbulento
Potencia del agitador 0,12 hp
5.2 Resultado de la fermentación
Tabla 15 Resultados de la fermentación
Tiempo 72,66 horas
Volumen total del tanque 58 litros
Altura total del tanque 0,55 metros
Diámetro interno tanque 0,366 metros
Agitador
Densidad de la mezcla (agua + papa) 1067,2 𝑘𝑔
𝑚3
Viscosidad de la mezcla (agua + papa) 0,002016 𝑃𝑎. 𝑠
Reynolds 827133 Régimen turbulento
Potencia del agitador 0,12 hp
63
5.3 Resultados de la Destilación
Tabla 16 Resultados de la Carga inicial (Wo)
Volumen puro de etanol 7,5 litros
Masa de etanol 5,92 kg
Volumen puro de agua 42,5 litros
Masa de agua 42,5 kg
Masa total 48,42 kg
%P/P de etanol 0,12
%P/P de agua 0,88
Densidad de la mezcla 970 𝑘𝑔
𝑚3
Moles %P/P de etanol 128,64 moles
Moles %P/P de agua 2361,11 moles
Número total de moles en %P/P 2489,75 moles
Fracción molar %P/P de etanol 0,05
Fracción molar %P/P de agua 0,95
Tabla 17 Resultados del Destilado (D)
Volumen puro de etanol 20 litros
Masa de etanol 15,78 kg
Volumen puro de agua 30 litros
Masa de agua 30 kg
Masa total 45,78 kg
%P/P de etanol 0,34
%P/P de agua 0,66
Densidad de la mezcla 928,26 𝑘𝑔
𝑚3
Moles %P/P de etanol 343,04 moles
Moles %P/P de agua 1666,67 moles
Número total de moles en %P/P 2009,71 moles
Fracción molar %P/P de etanol 0,17
Fracción molar %P/P de agua 0,83
Tabla 18 Resultados del Residuo (W)
Número total de moles en %P/P 2128,33 moles
Moles %P/P de etanol 42,57 moles
Moles %P/P de agua 2085,76 moles
Masa de etanol 1,95362 kg
Masa de agua 37,54368 kg
Volumen de etanol 2,47607 litros
Volumen de agua 37,54368 litros
Volumen total 40 litros
64
Tabla 19 Volumen total de destilado
Volumen total de destilado 10 litros
5.4 Resultados de la condensación
Tabla 20 Resultados del Condensador (línea de Producto)
Caudal 136𝑚3
ℎ
Entalpia total 2660,63 𝑘𝐽
𝑘𝑔
Calor entregado 114041 𝑘𝐽
ℎ
Reynolds 43989,77 Turbulento
Masa de vapor condensado 58,48𝑘𝑔
ℎ
Tabla 21 Resultados del Condensador (línea de Servicio)
Diferencia media logarítmica 56,37 °C
Masa de enfriamiento del agua 779,45 𝑘𝑔
ℎ
Calor recibido 114041 𝑘𝐽
ℎ
Coeficiente total de transferencia de calor 3,95 𝑘𝑊
𝑚2°𝐾
Flujo de agua 114,15 𝑚3
ℎ
Área transversal 0,012 𝑚2
Diámetro 125 mm
Área de transferencia de calor 0,142 𝑚2
Perímetro 0,386 m
Altura del Condensador 0,46 m
5.5 Resultados de la Vaporización
Tabla 22 Resultados del Vaporizador (línea de servicio)
Caudal 33,93𝑚3
ℎ
Entalpia total 2713,1𝑘𝐽
𝑘𝑔
Calor entregado 109402𝑘𝐽
ℎ
Reynolds 3696,68 Régimen de Transición
Masa de vapor condensado 44,11𝑘𝑔
ℎ
65
Tabla 23 Resultados del Vaporizador (línea de producto)
Diferencia media logarítmica 96,44 °C
Masa de enfriamiento del agua 748,04 𝑘𝑔
ℎ
Calor recibido 109400,85 𝑘𝐽
ℎ
Coeficiente total de transferencia de calor 2,80𝑘𝑊
𝑚2°𝐾
Flujo de agua 109,51 𝑚3
ℎ
Área transversal 0,012 𝑚2
Diámetro 125 mm
Área de transferencia de calor 0,113𝑚2
Perímetro 0,393 m
Altura del Vaporizador 0,36 m
66
6 DISCUSIÓN
- La planta fue diseñada para su posible implementación en la ciudad de Quito, a pesar
de que obtener vodka a partir de la papa resultaría ser más caro debido a que no
contiene una mayor cantidad de almidón comparado con el centeno, la gran oferta de
papa en la serranía ecuatoriana permite darle la debida explotación como producto
emblemático o tradicional de la Región Andina, donde es muy factible conseguir
papas a bajo costo, para de esta manera tener nuestra propia marca país, es decir un
“Vodka Andino”. Esto hace que el vodka sea un licor económico que puede hacerse
fácilmente en un corto período de tiempo y a partir de materiales fácilmente
disponibles.
- El tanque de mezcla podría presentar una mayor dificultad de ser lavado, debido a que
en el proceso de hidrólisis del almidón se necesita temperaturas altas, lo que hace que
al desdoblar el almidón los productos se peguen a las paredes, así que se necesitaría
verificar el caudal de lavado, probando diferentes valores del factor (Kc).
- El tanque de mezcla tiene una tapa abatible para el ingreso de materia prima, en caso
de aumentar la producción de vodka, se necesitaría hacer una modificación en el
diseño del tanque para que pueda alimentarse en forma continua.
- En el tanque de fermentación, el sistema de cerrado del tanque, se lo podría
especificar, tomando en cuenta, por ejemplo, la tasa de producción de dióxido de
carbono.
- En el proceso de fermentación, se diseñó un tanque para la fermentación y no un
biorreactor, esto es debido a la ausencia de estimaciones termodinámicas relativas a la
cinética microbiana y rendimientos de crecimiento, además, la ausencia de valores
referenciales para las condiciones de operación del biorreactor, tales como: flujo de
gases (por ejemplo, oxígeno, nitrógeno, dióxido de carbono, entre otros), temperatura,
67
pH, oxígeno disuelto y velocidad de agitación, las mismas que deben ser
cuidadosamente monitoreadas y controladas. La misma propagación celular
(fenómeno conocido como Fouling) puede afectar la esterilidad y eficiencia del
biorreactor, para evitar esto, el ciclo de limpieza del biorreactor debe ser efectivo y los
materiales a utilizarse en su construcción, lo más sanitarios posibles, de ahí que en el
diseño se optó por formas redondeadas (Ver Anexo K), también hay que tomar en
cuenta que, en nuestro caso, el proceso es aerobio, por tanto, la transferencia másica
óptima de oxígeno es tal vez la tarea más difícil de lograr. El oxígeno se disuelve
poco en agua (y aún menos en caldos fermentados) y es relativamente escaso en el
aire (20,8 %). La transferencia de oxígeno usualmente se facilita por la agitación que
se requiere también para mezclar los nutrientes y mantener el medio de cultivo en
estado seudo-homogéneo. Sin embargo, existen límites para la velocidad de agitación,
como el posible daño ocasionado a los microorganismos debido a un esfuerzo de corte
excesivo, sin embargo, nuestra planta productora de vodka cuenta en el tanque de
fermentación con las características necesarias de monitoreo tales como un transmisor
de temperatura (TT), indicador de temperatura (TI), transmisor de pH (QT) y el cierre
de fermentación (Ver Anexo D).
- Se eligió para el diseño de la torre, una unidad de destilación diferencial por cargas,
debido a los factores económicos que esto implica, así como también al rendimiento
ya que el vodka está dentro del 37 a 50 %V/V, y por ello no es necesario una columna
de destilación con una zona de rectificación considerable (columna de platos o de
rellenos), porque la fracción de destilado que se obtendría tendría una mayor pureza.
- Según el diseño propuesto, la columna de destilación tiene la altura necesaria
(H=0,235 metros) (Ver Anexo M) para alcanzar una adecuada separación de los
componentes del sistema, si la altura fuese excesiva, estimamos que el costo de
68
operación aumentaría, ya que, al trabajar este equipo por gradiente de temperatura, el
gasto para energético para mantenerlo se incrementaría.
- El vaporizador (calentador) utilizado en este trabajo fue diseñado seleccionando
bronce como material ya que este metal nos brinda una buena transferencia de calor
por conducción, esto es debido a que su conductividad térmica es 116-186 W m-1 K-1,
la cual comparada con el valor de 16.3 W m-1 K-1 del acero inoxidable, es muy
superior, sin embargo, su construcción en bronce aumentaría el costo de fabricación
del equipo.
- Según el diseño del vaporizador (intercambiador de calor de tubos) se determinó un
tubo interno con un diámetro grande, por lo que se optó a configurar un
intercambiador de calor multi-tubular (4 tubos) con el cual mejoramos la distribución
para el área de transferencia de calor (Ver Anexo O).
- Se utilizó un intercambiador de calor de tubo y carcasa como condensador. Este
equipo está compuesto con 4 tubos internos, por donde circulara el condensado. Por la
parte externa de los tubos circulara el agua de enfriamiento, esto nos favorece al
intercambio de calor por el régimen turbulento que alcanza.
69
7 CONCLUSIONES
- El tanque de mezcla, diseñado para el tipo de proceso estudiado (fermentación
alcohólica), cuenta con una capacidad nominal de 50 litros/carga, al volumen total se
coloca un factor de seguridad de 1,15, obteniendo así un volumen total de 58
litros/carga, de esta manera se calculó que la altura adecuada del tanque sea
0,55metros con un diámetro de 0,366 metros.
- En el tanque de mezcla se colocó un agitador tipo Rushton, para conocer si el tipo de
agitador, así como, el número de revoluciones por minuto, eran adecuadas para
nuestro sistema, primero se realizó la simulación haciendo uso de VisiMix (Ver
Figura 13 y 14), de esta forma se comprueba la no formación de vórtices, lo cual,
soporta la idea de también colocando placas deflectoras en el diseño de AutoCAD
(Ver Anexo J).
- Como se produce un desdoblamiento de carbohidratos de alto peso molecular como
son los almidones, se optó por el uso de vapor (P= 1 bares y 100ºC) en vez de una
camisa de vapor, la razón principal es que el vapor causa un rompimiento drástico de
los carbohidratos; un efecto muy beneficioso para nuestro proceso. Las temperaturas
típicas de trabajo son 95-98 °C en la primera etapa de hidrólisis del almidón y en la
segunda etapa de sacarificación es de 55-60 °C.
- En el fermentador, se colocó un agitador Tipo Rushton que posee 6 paletas usando
relaciones geométricas, con una potencia de 𝑃 = 0,12 ℎ𝑝, adecuado para el tipo de
proceso (fermentación alcohólica), también una con capacidad nominal de 50
litros/carga, para lo que se usó una razón de aspecto para el tanque de H
DT= 1,5
teniendo en cuenta esta altura para contener únicamente el volumen del medio
líquido, además se tuvo en cuenta la altura para dar lugar al CO2 generado en la
fermentación, el aumento de volumen por biomasa, entre otros. Teniendo un volumen
70
total de la planta de 58 litros/carga, así se calculó la altura adecuada del tanque.
Además, cuenta con un sistema de cerrado del tanque que impide que entren agentes
no deseados.
- Una vez terminado el proceso de fermentación, el sistema de la planta productora de
vodka cuenta con un filtro (FL-26) (Ver anexo D), el cual evita que la parte sólida que
no fue convertida en el proceso de fermentación, ingrese a la unidad de destilación,
esto podría ocasionar problemas en la unidad de destilación, ya que el residuo sólido
se puede incrustar, con lo cual los coeficientes de intercambio de calor disminuirían,
aumentando el costo de operación del equipo.
- En la unidad de destilación diferencial por cargas, el ingreso del fermentado (agua +
etanol) se realiza accionando una bomba por la parte superior del equipo de
destilación, una vez colocado ahí el producto recircula a la unidad de vaporización
(calentador), hasta alcanzar una temperatura superior a 70 °C e inferior a 91 °C, para
de esta manera lograr que se evapore la mayor cantidad de etanol (T=90,67°C). El
producto de cola obtenido en la unidad de destilación (W), es agua residual que es
desechada debido a que contiene, entre otros compuestos, furfural C5H4O2.
- La parte baja de la unidad de destilación funciona como un contenedor, donde el
producto de cola es recirculado con la ayuda de una bomba, y se mantiene una taza de
recirculación de 50 l/h donde se puede calibrar el caudal mediante una válvula de
regulación.
- Este vapor producido en la unidad de destilación diferencial (etanol), se dirigió hacia
el condensador, con una T=90,67°C y una P= 0,72 bares (Presión de Quito), con la
ayuda de la línea de servicio (agua de enfriamiento con un flujo másico de 50 𝑘𝑔
ℎ y
con las condiciones de T= 15°C y P= 3 bares), se condensó los vapores, debido a que
estos transfieren su calor al agua y en el proceso se enfría el destilado y el agua de
71
servicio se calienta. El destilado sale a T=50 °C y P= 3 bares. Además, el área de
transferencia de calor es de 0,142 𝑚2. (Ver Anexo N).
- Tanto para el condensador como el vaporizador, se procedió a calcular el número de
Reynolds para conocer el tipo de régimen, el área de transferencia de calor y la altura
de ambos, diseñados de acuerdo a la cantidad de caudal o flujo másico que ingresa, y
el cálculo de sus respectivos diámetros tanto del lado de servicio como de producto.
Se escogió la norma alemana DIN para especificar las tuberías sanitarias en acero
inoxidable AISI 304/316, que usualmente se compran en Ecuador
- En el vaporizador (calentador), para poder separar los componentes, la mezcla líquida
se calienta mediante vapor a T= 130 °C y P= 5 bares. En la puesta en marcha, el
producto ingresa por la parte inferior del calentador a T= 15 °C y P=5 bares, mediante
la recirculación, se calienta hasta obtener una temperatura constante e inferior al
punto de ebullición del agua y superior al punto de ebullición del etanol T= 90,67 °C
la cual va variando conforme aumenta la concentración de agua en el producto de cola
y P= 0,75 bares. Además, el área de transferencia de calor es de 0,113𝑚2. (Ver Anexo
O).
- El calentador funciona como una etapa adicional de destilación en el efecto flash, para
que se produzca ese efecto se maneja dos condiciones: presión y temperatura; en este
caso la presión esta sobre los 5 bares y 130 °C y al pasar a la presión atmosférica se
produce el vaporizado (Ver Anexo C), la composición del destilado es de 53 % V/V y
esta es mayor que la especificada, pero sin embargo realizando este proceso continuo,
la desventaja es que se usaría mayor energía.
- La planta cuenta con un sistema de limpieza adecuado CIP, propio para alimentos, ya
que mediante el mismo se evita la contaminación de los tanques, con un caudal CIP
de 1725 𝐿
ℎ adecuado para la lavar completamente el tanque y también la eliminación
72
de residuos tanto de grasas y proteínas que se depositan en las paredes de los tanques
y tuberías. Finalmente para asegurar la asepsia de la planta se incluyó un sistema de
esterilización por vapor.
- El diseño global de la planta productora de vodka, se basa en los fundamentos de
ingeniería, las leyes termodinámicas y ecuaciones empíricas utilizadas en el diseño de
procesos; comprobándose ciertos resultados haciendo uso de paquetes informáticos
específicos, como el VisiMix y HYSYS.
73
8 RECOMENDACIONES
- Realizar el diseño del fermentador considerando principios de termodinámica de los
organismos vivos y cinética microbiana.
- Realizar un nuevo diseño del proceso, considerando añadir unidades de destilación de
platos o de rellenos.
- En caso de trabajar con otros tipos de destilados con diferente concentración se
recomienda colocar un sistema CIP, para la parte del condensador. Por otra parte,
también se podría incluir un módulo de recuperación de aroma cuando hace licores
frutales.
- Implementar y/o construir esta planta para uso en la Facultad de Ingeniería Química
para futuras investigaciones y obtener datos experimentales para verificar el
funcionamiento del diseño.
- Probar con diferentes concentraciones iniciales de etanol-agua, para de esta manera
verificar el diseño y contrastar con datos experimentales.
- Realizar la simulación de todos los equipos involucrados en el proceso, haciendo uso
de paquetes informáticos específicos, relacionados con la ingeniería de diseño de
procesos.
74
9 BIBLIOGRAFÍA
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76
ANEXOS
ANEXO A: Algoritmo para la corrección del diagrama de equilibrio etanol-agua a las
condiciones de (PQUITO) P=540mmHg.
INICIO
Calcular las temperaturas de
ebullición de etanol y agua con la ecuación
de Antoine
Suponer temperaturas
entre el rango de [Teb-etanol-Teb-
agua]
Calcular las presiones de etanol y agua con las
temperaturas supuestas con la ecuación de Antoine, Psat-etanol y Psat-agua.
x2=1-x1
Calcular los coeficientes de actividad para el etanol y
agua, γ1 γ2
Calcular concentraciones de etanol y agua en fase vapor con la ecuación de Raoult
modificada para casos reales.
1 = 10^[( 2)^2 (0,6848+2 1 (0,3781 0,6848))]
2 = 10^[( 1)^2 (0,3781+2 2 (0,6848 0,3781))]
1 = 1 1/ (540)
2 = 2 2/ (540)
= 1 FIN
Utilizar la herramienta de
Excel Solver.
NO
SI
77
ANEXO B: Datos de equilibrio líquido-vapor
T, ºC X1 Y1 T, °C X1 Y1 T, °C X1 Y1
91,00000 0,00 0,00000 84,18073 0,38 0,607819 78,67023 0,72 0,771536
90,67253 0,02 0,348646 84,97504 0,4 0,616322 78,5841 0,74 0,783752
90,20532 0,07 0,373089 83,87568 0,41 0,62057 77,54395 0,75 0,790032
89,15187 0,08 0,393823 83,77851 0,42 0,624821 77,50579 0,76 0,79643
89,53195 0,09 0,411667 83,68342 0,43 0,629081 77,46968 0,77 0,802952
89,98823 0,1 0,427226 83,59034 0,44 0,633352 76,43564 0,78 0,809602
88,50703 0,11 0,440951 83,49919 0,45 0,637641 76,40375 0,79 0,816386
88,07768 0,12 0,453184 82,4099 0,46 0,641949 75,37403 0,8 0,823307
88,69171 0,13 0,464193 82,32244 0,47 0,646281 75,34655 0,81 0,83037
88,34229 0,14 0,474187 82,23673 0,48 0,650641 74,32136 0,82 0,837582
88,02391 0,15 0,483333 82,15276 0,49 0,655031 74,29852 0,83 0,844946
87,73205 0,16 0,491765 82,07047 0,5 0,659456 73,27808 0,84 0,85247
87,463 0,17 0,499592 81,98984 0,51 0,663917 73,26011 0,85 0,860158
87,21366 0,18 0,506904 81,91085 0,52 0,668419 73,24467 0,86 0,868017
87,98148 0,19 0,513775 81,83347 0,53 0,672964 72,23183 0,87 0,876052
87,76428 0,2 0,520268 81,7577 0,54 0,677555 72,22165 0,88 0,884271
86,56023 0,21 0,526434 81,68352 0,55 0,682195 72,21421 0,89 0,89268
86,36778 0,22 0,532317 80,61092 0,56 0,686888 72,20958 0,9 0,901287
86,18562 0,23 0,537955 80,5399 0,57 0,691636 71,20793 0,91 0,910102
86,01261 0,24 0,54338 80,47045 0,58 0,696442 71,20913 0,92 0,919124
86,84777 0,25 0,54862 80,40259 0,59 0,701309 71,21338 0,93 0,928368
85,69027 0,26 0,5537 80,33632 0,6 0,706241 71,22078 0,94 0,93784
85,53937 0,27 0,55864 79,27164 0,61 0,711239 71,23139 0,95 0,94755
85,39444 0,28 0,563459 79,20856 0,62 0,716307 70,24533 0,96 0,957507
85,25494 0,29 0,568173 79,14711 0,63 0,721448 70,26267 0,97 0,967721
85,12039 0,3 0,572797 79,08729 0,64 0,726665 70,28352 0,98 0,9782
84,99035 0,31 0,577343 79,02912 0,65 0,731962 70,30798 0,99 0,988956
84,86447 0,32 0,581822 78,97262 0,66 0,737341 70,33614 1 1
84,74241 0,33 0,586245 78,91783 0,67 0,742805
78
ANEXO C: Simulación en HYSYS del Vaporizador (Calentador)
79
ANEXO D PLANO P&ID
80
ANEXO E Códigos de los elementos del diagrama P&ID
Tabla 24 Especificaciones (Ver Anexo J)
Código Descripción Código Descripción
AT-70 Tanque de ácido GV-45 Válvula de globo
BT-52 Tanque inferior GV-7 Válvula de globo
BV-14 Válvula de mariposa GV-74 Válvula de globo
BV-15 Válvula de mariposa GV-8 Válvula de globo
BV-16 Válvula de mariposa GV-9 Válvula de globo
BV-17 Válvula de mariposa LS-5 Interruptor de nivel
BV-22 Válvula de mariposa LS-73 Interruptor de nivel
BV-23 Válvula de mariposa LS-78 Interruptor de nivel
BV-24 Válvula de mariposa LYT-71 Tanque de Base
BV-25 Válvula de mariposa MT-3 Tanque de mezcla
FL-26 Filtro NV-33 Válvula de retención
BV-27 Válvula de mariposa NV-34 Válvula de retención
BV-28 Válvula de mariposa NV-35 Válvula de retención
BV-29 Válvula de mariposa PI-11 Indicador de presión
BV-38 Válvula de mariposa PI-6 Indicador de presión
BV-39 Válvula de mariposa PI-67 Indicador de presión
BV-40 Válvula de mariposa QT-4 Transmisor de pH
BV-42 Válvula de mariposa QT-72 Transmisor de pH
BV-43 Válvula de mariposa RB-49 Calentador
BV-53 Válvula de mariposa RV-10 Válvula reguladora
BV-54 Válvula de mariposa RV-13 Válvula reguladora
BV-55 Válvula de mariposa RV-41 Válvula reguladora
BV-75 Válvula de mariposa SAV-12 Válvula de seguridad
BV-76 Válvula de mariposa ST-47 Trampa de vapor
CHE-51 Intercambiador de calor condensador SV-18 Válvula solenoide
CP-30 Bomba centrífuga SV-19 Válvula solenoide
CP-31 Bomba centrífuga SV-2 Válvula solenoide
CP-32 Bomba centrífuga SV-20 Válvula solenoide
DK-48 Kit de Destilación SV-21 Válvula solenoide
DM-59 Motor Conductor SV-44 Válvula solenoide
DM-60 Motor Conductor SV-57 Válvula solenoide
DP-68 Motor Conductor SV-58 Válvula solenoide
DP-69 Bomba de diafragma TI-64 Indicador de temperatura
DT-50 Tanque de destilado TI-65 Indicador de temperatura
DV-37 Válvula de desvío TI-66 Indicador de temperatura
DV-56 Válvula de desvío TT-61 Transmisor de temperatura
FI-1 Indicador de flujo TT-62 Transmisor de temperatura
FL-46 Filtro de servicio TT-63 Transmisor de temperatura
FT-36 Tanque de Fermentación TT-77 Transmisor de temperatura
81
Descripción del Proceso
Tanque de mezcla.
El producto (almidón) entra al tanque de mezcla MT-3. A este tanque también ingresa
agua para mezclar con el producto y vapor para calentamiento. El agua de mezclado entra al
tanque mediante la válvula solenoide SV-2 donde se tiene un medidor de flujo. El vapor para
calentamiento, después de a travesar las válvulas de control GV-8, GV-9, la válvula de
solenoide CV-10, el medidor de flujo PI-11 y la válvula de mariposa BV-15 entra al tanque
de mezclado. En este tanque el almidón y agua se gelatinizan mediante aplicación de vapor.
Mediante la bomba centrífuga CP-30, la mezcla es extraída del tanque de mezcla y
direccionada hacia el fermentador, en el transcurso pasa por las válvulas de mariposa B-17,
válvula de retención NV-33 y la válvula de desvió DV-56.
Tanque de fermentación
Al tanque de fermentación (FT-36) ingresan: el producto, agua de enfriamiento por la
válvula GV-74. Este tanque de fermentación cuenta con un motor para el agitador DM-60, un
agitador FT-36, una válvula solenoide SV-57, un transmisor de pH QT-72, dos medidores de
temperatura TT-62 y un interruptor de nivel LS-5. Para la fermentación se enfría el sustrato a
28–32°C y se bombea al fermentador. Tras la añadidura de levadura, la fermentación requiere
un tiempo de 68–72 h. Durante este proceso se produce CO2. El cierre de fermentación deja
escapar el CO2 mediante la válvula SV-57 que se produce y protege el proceso de
fermentación contra gérmenes no deseados.
Unidad de Destilación diferencial por cargas
Una vez terminada la fermentación pasa a través del filtro FL-26, para que ingrese a la
unidad el agua y el etanol, mediante la válvula BV-27 el fluido es succionado por la bomba
centrifuga CP-31 e impulsado hacia la válvula de retención NV-34, válvula de desvió DV-37
y BV-39 válvula de mariposa antes de ingresar a la unidad de destilación DK-48.
82
La unidad de destilación DK-48 cuenta con dos sensores de temperaturas TI-66 y TI-64;
un interruptor de nivel LS-78 y una válvula solenoide SV-58. Además, la unidad de
destilación, cuenta con una salida del producto por el fondo, el cual a traviesa la válvula de
solenoide BV-29 antes de arribar al evaporador RB-49. Este intercambiador de calor cuenta
con 4 tubos internos, un sensor de temperatura TT-77 y una válvula reguladora RV-41. En la
parte superior la unidad de destilación tenemos una salida de destilado hacia el condensador
CHE-51. Este condensador cuenta con un sensor de temperatura TI-65, una entrada de agua
de enfriamiento por la válvula BV-75, una salida de agua caliente y una descarga de producto
hacia el tanque DT-50 el cual tiene una válvula de mariposa BV-42. En la destilación se
aprovechan las distintas volatilidades de los componentes a separar. Para poder separar los
componentes, la mezcla líquida es calentada (en el evaporador RB-49) hasta que esté en
ebullición. La fase de vapor que se produce consta principalmente de componentes
ligeramente volátiles. La fase de vapor es separada de la fase líquida y luego se condensa (el
destilado) en el intercambiador de calor CHE-51.
Sistema de Limpieza (CIP)
La planta productora de vodka cuenta con una unidad de limpieza, la cual está compuesta
por un tanque de ácido AT-70 y un tanque de base LYT-71. Los fluidos son extraídos por las
bombas centrifuga DP-68 y DP-69 y direccionado hacia la bomba de mariposa BV-53 para
posteriormente llegar al tanque de mezcla MT-3.
83
ANEXO F DIAGRAMA DE BLOQUES
84
ANEXO G LAVADORA DE PAPAS
85
ANEXO H PELADORA DE PAPAS
86
ANEXO I LICUADORA
87
ANEXO J TANQUE DE MEZCLA
88
ANEXO K TANQUE DE FERMENTACIÓN
89
ANEXO L CIERRE DE FERMENTACIÓN
90
ANEXO M UNIDAD DE DESTILACIÓN DIFERENCIAL
91
ANEXO N CONDENSADOR
92
ANEXO O VAPORIZADOR (CALENTADOR)