I.- AHORRO DE ENERGÍA EN DESTILACIÓN Error: Reference source not found

La destilación, es la operación de separación más utilizada y posee, por su bajo rendimiento termodinámico un elevado consumo energético específico, por lo que aparece como la operación más atractiva de cara a establecer mejoras en los consumos de energía (1) (2).

I.- ECONOMÍA ENERGÉTICA

Aceptando que el calor es la forma de energía usual en destilación la economía energética puede cuantificarse recurriendo a criterios económicos o termodinámicos.

1.1) CRITERIOS ECONÓMICOS

El consumo de combustible es la auténtica medida de los consumos de energía. El ahorro de energía carece de sentido absoluto, exigiendo su cuantificación un nivel de comparación.

Energy Guideline Factor (EGF): es el criterio que ha servido de base a los planes de ahorro de energía de EXXON (3). El EGF queda definido en función del diseño de mejor eficacia energética, y para una torre de destilación se obtiene al dividir consumo de energía y velocidad de flujo de masa de alimentación o de producto final para las condiciones de diseño técnico operando en el óptimo energético:

Kg fuel - oil / hEGF = ---------------------------------- ¦

Kg alimentación / h ¦¦ÓPTIMO ENERGÉTICO

El posible ahorro de energía puede calcularse, comparando el consumo correspondiente a unas condiciones de diseño y operación especificadas, con el consumo de referencia imputable al diseño óptimo energético.

E = EACTUAL - EREFERENCIA = EACT - (E.G.F) X F

donde f representa la velocidad de flujo de masa de alimentación.

Este criterio mide la eficacia de utilización de la energía y puede aplicarse a cualquier unidad de proceso e incluso a plantas completas.

I.2) CRITERIOS TERMODINÁMICOS

Suministran una base de conocimiento y sirven de referencia fácilmente generalizable (4), (7). Como parámetros fundamentales podemos considerar.

I.2.a)Trabajo isotérmico mínimo de separación.

Corresponde al proceso con evolución reversible, para una mezcla líquida multicomponente:

Wmin.T = - RTxJFIn(JxJF)

GSEPAR = Wmin.T = H - TS

I.2.b)Energía utilizable

Toma como referencia la temperatura de los alrededores, To, con los que el calor puede intercambiarse.

B = H - ToS

Para focos y sumideros a To y proceso reversible

BSEPAR = Wmin.To = H - ToS

I.2.c)Consumo de trabajo neto

Variable adecuada para sistemas impulsados por consumo de calor. Se define como diferencia entre los trabajos que obtendrían máquinas térmicas reversibles, que utilicen el calor que entra y sale del sistema, estando focos y sumideros a To.

Para una torre de destilación convencional como la representada en la Fig.1.

Wn = WB - WC = qB [(TB - To)/TB] - qC [(TC - TO)/TC]

Aplicando la simplificación usual qB = qC = q

1 1Wn = qTo ( ----- - ----- )

TC TB

Como TB > TC, el efecto de la columna de destilación ha sido degradar la calidad de la energía. Al calderín se suministra calor a TB + TB, mientras que del condensador se devuelve calor a TC, con lo que existe una pérdida del potencial de ese calor para convertirse en trabajo.

I.2.e)Eficacia termodinámica

La eficacia termodinámica de la destilación (5), puede definirse como:

. - (m B)J

I

hDEST = ----------------------------- Ti - To

qj --------------- i Ti

Para un proceso reversible h = 1, mientras que para procesos reales h < 1. En la práctica la eficacia termodinámica no supera el 2 por 100, pudiendo llegar al 5 por 100 en el caso de torres muy bien diseñadas y operadas.

En consecuencia, mejorar la eficacia energética de la destilación, supone acercarnos al comportamiento reversible, eliminando al máximo las causas de irreversibilidad, que en nuestro caso pueden centrarse en:

Calor transferido con diferencia de temperatura mayor que cero.

Transporte de materia con gradiente de concentración distinto de cero.

Mezcla de líquidos y vapores de composiciones diferentes.

Esta breve presentación de parámetros termodinámicos ha permitido fijar las posibles líneas de actuación, que logren mejorar la eficacia energética de la destilación.

II.- TÉCNICAS DE AHORRO ENERGÉTICO

A la vista de lo expuesto en el apartado dedicado a la eficacia de la destilación, las grandes vías que permiten conseguir ahorros de energía se reducen a:

Mejoras en la transferencia de materia.

Mejoras en la transmisión de calor.

Utilización de operaciones alternativas

Conseguir mejoras en el transporte de calor y de materia puede plantearse tanto a nivel de instalación existente como a nivel de planta de nuevo diseño.

En la tabla I, se presenta una clasificación de los posibles métodos de ahorro de energía en destilación, adaptada de MIX (6).

Tabla ITécnicas de ahorro de energía en destilación

II.1) REAJUSTE EN RELACIÓN DE REFLUJO

Los balances de materia y energía ponen de manifiesto que para una torre, en la que la velocidad de flujo de masa de destilado sea constante, D = cte., una disminución en el valor de la relación de reflujo, conduce a un menor consumo de calor. En contraposición, la línea de operación se acerca a la línea de equilibrio, lo que implica un descenso en el poder separador de la torre.

La posibilidad de aumentar el número de platos o de utilizar platos más eficaces, permite compensar la pérdida de poder separador de la torre.

II.2) CONDENSADORES Y EBULLIDORES INTERMEDIOS

Su utilización se redunda en la mejora de eficacia termodinámica que se consigue, cuando parte del calor se comunica a menor temperatura que la del condensador.

En la figura 2, se representa el esquema de una torre que opera con un condensador en la zona de enriquecimiento y un ebullidor en la zona de agotamiento.

Para las condiciones de operación reflejadas en las figuras 1 y 2:

Balance de calor (qB + qj) = (qC + qj)

Consumo de trabajo neto

TB - To TC - To

Torre convencional; WnCONV = [(qB + qj) ------------] - [(qC + qj) -----------] TB TC

TB - To Tj - To Torre modificada; WnC + E = [qB ------------ + qj -----------] -

TB Tj

TC - To Tj - To

[qC ------------ + qj -----------] - TC Tj

A la vista de la figura 2, Tj < TB y Tj > TC; en consecuencia el consumo de trabajo neto para el sistema con condensador y ebullidor intermedio es menor que para el sistema convencional (WnC + E < WnCONV), circunstancia que implica una mayor eficacia termodinámica.

Desde el punto de vista de las condiciones de operación de la torre, la influencia de los cambiadores de calor intermedios sobre las lineas de operación, se refleja en la figura 3.

Ebullidor y condensador consiguen que las líneas de operación se aproximen a los valores de la relación de reflujo mínima para una torre convencional ha sido calculada para la zona de alimentación, mientras en el extremo de la torre se trabaja con relación de reflujo mucho mayor que la correspondiente a su valor mínimo de operación.

Con una serie de ebullidores y condensadores la línea de operación se transforma en una secuencia de escalones, con lo que en cada zona de la torre se consigue una operación más ajustada y con una mejor eficacia termodinámica en el intercambio de calor

KAYIHAN (8), propone una solución simplificada para sistemas binarios. A partir de sus resultados, puede concluirse que la contribución de los condensadores (ebullidores) sólo es significativa cuando la composición de la alimentación es baja (alta), y que la contribución más importante corresponde a la introducción de los primeros condensadores (ebullidores).

Desde un punto de vista práctico el intercambio de calor parcial puede resultar energéticamente interesante para torres con corrientes laterales y para operaciones de destilación azeotrópica.

II.3) CONDENSADOR PARCIAL

La técnica es bien conocida; en la primera etapa se condensa el vapor necesario para suministrar el reflujo, mientras que el segundo condensador suministra el destilado. Para que la condensación parcial sea energéticamente efectiva se requieren dos condiciones:

El vapor de cabezas es una mezcla con amplio intervalo entre punto de rocío y punto de burbuja.

El nivel de temperatura es suficientemente alto (T> 150º C), para permitir utilizar el calor en forma convencional.

De acuerdo con la figura 4, los resultados obtenidos para el condensador convencional y para la condensación en doble etapa se recogen en la Tabla II.

Tabla IIAhorro de energía en condensador de doble etapa

a) CONDENSADOR CONVENCIONAL

Condensador Enfriamiento

T(ºC) 180-150 150-120 120-50Producto (Kcal/h) 20 20 10Reflujo (Kcal/h) 20 20 10Calor aprovechado 40 Calor no aprovechado 60(Kcal/h) (Kcal/h)

b) CONDENSADOR EN DOBLE ETAPA

Condensador Enfriamiento

T(ºC) 180-150 150-120Producto (Kcal/h) 20 20 10Reflujo (Kcal/h) 50 0 0Calor aprovechado 70 Calor no aprovechado 30(Kcal/h) (Kcal/h)

El incremento de calor aprovechable desde 40 hasta 70 M Kcal/h representa una mejora del 75 por 100. Relación de reflujo y temperatura mínima aprovechable marcan las condiciones de operación.

II.4) INTERCAMBIO DE CALOR CON LA ALIMENTACION

La torre convencional ofrece dos fuentes de calor, correspondientes al líquido de colas y al vapor que abandona la torre por cabeza. De forma general, y dado que en cabeza se intercambia calor latente, la alimentación puede utilizarse como fluido de refrigeración en el condensador aumentando su contenido entálpico. El esquema típico corresponde a la figura 5. La refrigeración, a través de la alimentación, del líquido de colas que abandona el calderín a su temperatura de ebullición, puede también favorecer el ahorro energético.

II.5) BOMBEO DE CALOR

El objetivo de esta técnica es bombear el calor que se retira en el condensador a baja temperatura, hasta el calderín que trabaja a una temperatura mayor (10).

Existen varias posibilidades de conseguir este bombeo; bomba de calor convencional con circuito externo (Fig. 7.a); recompresión de vapor (Fig 7.b); y ebullición de flash (Fig. 7.c).

La bomba de calor con circuito externo de refrigeración-calefacción, utiliza un fluido que se evapora a presión relativamente baja, un compresor, y una válvula de expansión. De acuerdo con el esquema, el calderín de la columna de destilación opera como condensador del circuito de refrigeración y el condensador de la columna se convierte en evaporador del circuito externo. Aunque la columna no modifica su diseño convencional, el intercambio de calor se verifica de forma muy diferente.

La relación de calor bombeado al ebullidor / trabajo de compresión, que marca el rendimiento económico del proceso, viene dada, en forma aproximada, por:

qB T2 ------ = ------------ W T2 - T1

donde representa la eficacia combinada del compresor y del ciclo térmico del fluido externo.

En función de las temperaturas de ebullición en el calderín y de condensación en la cabeza de la torre de destilación:

qB (TB + TB)--------- = ------------------------------- W (TB - TC) + (TB + TC)

En consecuencia, los parámetros que mayor incidencia tienen sobre la eficacia del bombeo son:

Diferencia entre las temperaturas de ebullición y condensación en la torre de destilación, (TB - TC); el bombeo sólo es eficaz cuando ambas temperaturas son próximas.

Incremento de temperatura en calderín y condensador, (TB + TC). Es el parámetro crítico para el rendimiento del bombeo, el trabajo de compresión disminuye a costa de aumentar la superficie de intercambio; es preciso establecer un valor óptimo para los incrementos de temperatura en el intercambio de calor.

Temperatura de condensación. Sistemas con temperaturas de condensación bajas y que exigen refrigeración no convencional, son adecuados para la utilización de bombeo, con circuito externo.

El circuito externo de refrigeración - calefacción, puede sustituirse por otro circuito que utiliza al propio fluido de la torre para establecer el intercambio de calor. De acuerdo con los esquemas de la figura 7, además de simplificar el

diseño, se consiguen mejoras en la eficacia al desaparecer uno de los cambiadores de calor, ebullidor o condensador, con lo que todo el incremento de temperatura puede adjudicarse al cambiador restante.

El sistema de recompresión de vapor, ha eliminado el condensador alimentando directamente el compresor con el vapor de cabezas, que una vez comprimido actúa como fluido de calefacción en el calderín y que tras atravesar la válvula de expansión suministra el reflujo de la torre de destilación.

En el sistema de ebullición de flash, parte del líquido de colas es enviado a través de la válvula de expansión hacia el condensador, donde retira calor; el vapor formado en la ebullición del flash que ha tenido lugar es comprimido y devuelto a la torre en sustitución del vapor procedente del ebullidor convencional.

II.6) EFECTO MÚLTIPLE

La evaporación en efectos múltiples, donde cada efecto utiliza el vapor producido por su vecino, ha demostrado ser una interesante técnica de ahorro energético. Con base en idéntico principio pueden diseñarse torres de efecto múltiple.

En esencia y de acuerdo con la figura 8, la modificación fundamental consiste en utilizar un único cambiador que opera como condensador de una columna y ebullidor de su vecina. Para que exista suficiente gradiente de temperatura para el intercambio, la primera columna debe tener mayor presión que la segunda.

Como la diferencia entre las temperaturas extremas del sistema es mucho mayor que en una torre convencional, estamos consiguiendo utilizar un menor flujo de calor a costa de producir una mayor degradación en la energía. El consumo de trabajo neto por mol de alimentación es sensiblemente el mismo, podríamos hablar de mitad de consumo de energía y doble degradación de esa energía.

II.7) DESTILACION CÍCLICA

Todas las técnicas hasta aquí expuestas se basan en mejoras en la transmisión de calor, la destilación cíclica adopta la vía de mejorar la cinética de la transferencia de materia.

La destilación cíclica se realiza en columnas de platos perforados, sin conducto de caída de líquido (14); en ciclos alternos el vapor asciende y el líquido cae de plato en plato. El control se consigue mediante una válvula temporizada situada entre el calderín y el plato inferior. Cuando la válvula está abierta el vapor asciende e impide que el líquido caída de los platos; cuando la válvula se cierra, la falta de vapor provoca una caída del líquido en cascada, empezando por el plato inferior y continuando hacia los platos superiores.

Los ciclos de líquido y vapor son del orden de 1 a 10 segundos, alcanzándose el rendimiento óptimo cuando cada plato vierte totalmente el líquido que contiene sobre el plato inferior.

La diferencia de concentración que impulsa la transferencia de materia, es mayor que en la destilación convencional, dado que el vapor procedente del plato n+1 entra en contacto en el plato n, con el líquido que cayó desde el plato n-1.

La mejora en la eficacia de los platos permite utilizar menores relaciones de reflujo y en último término rebajar el consumo de vapor. La principal dificultad de operación se centra en el correcto funcionamiento de la válvula temporizadora, especialmente cuando a nivel industrial es preciso trabajar con volúmenes de vapor muy elevados.

BIBLIOGRAFÍA

(1) MIX, T.J.; DWECK, J.S.; WEINBERG, M., "Energy Conservation in Distillation". AIChE. Symp. Ser. No. 192,76,15 (1980).

(2) CENTRO DE ESTUDIOS DE LA ENERGÍA Ed.; "Técnicas Energéticas en la Industria. 8. Químicas". Madrid (1980).

(3) LOCKETT, W., "Guidelines for Energy Management". Chem. Eng. Progr., 57, (August 1980).

(4) KING, C.J.; "procesos de separación" ed. reverté. barcelona (1980).

(5) STEPHENSON, R.M.; ANDERSON, T.F.; "Energy Conservation in Distillation". Chem. Eng. Prog., 68 (August 1980).

(6) MIX, T.J.; DWECK, J.S.: WEINBERG, M.; "Energy Conservation in Distillation". Chem. Eng. Progr., 49 (April 1978).

(7) KAISER, V.; "Energy Optimization"; Chem. Eng., 62 (Feb. 23, 1981).

(8) KAYIHAN, F.; "Optimun Distribution of Heat Load in Distillation Columna Using Intermediate Condensers and Reboilers". AIChE Symp. Ser. Vol. 76 No. 192 1 (1980).

(9) BANNON, P.R.; MARPLE, S.; "Heat Recovery in Hydrocarbon Distillation". AIChE Symp. Ser. Bol. 76 No. 192, 10 (1980).

(10) NULL, H.R.; "Heat Pumps in Distillation". Chem. Eng. Prog. 58 (July 1976).

(11) O'BRIEN, N.G.; "Reducing Column Steam Consumption". Chem. Eng. Prog. 65 (July 1976).

(12) RUSH, F.E.; "Energy SDaving Alternatives to Distillation". Chem. Eng. Prog. 44 (July 1980).

(13) GEYER, C.R.; "Conserving Energy in a Distillation Train", Chem. Eng. Prog. 41 (January 1979).

(14) SU, J.S.; ENGEL, A.J.; "Process energy reduction trhough controlled cycled distillation”. Aiche, Symp. Ser. Vol. 76, Nº 192.6 (1980)

(15) F. FDZ-POLANCO y F. SOBRON ; “ Técnicas de ahorro energético “

SIMBOLOS

B = EnergíaB = Velocidad de flujo de masa de colas.D = Velocidad de flujo de masa de destilado.E = Energía consumida.F = Velocidad de flujo de masa de alimentación.G = Energía Libre de Gibbs.H = Entalpía.L = Velocidad de flujo de masa de líquido.L/V = Relación de reflujo interno.m = Velocidad de flujo de masa.q = Velocidad de flujo de calor.R = Constante de los gases.RD = Relación de reflujo externo.S = Entropía.T = Temperatura.To = Temperatura de los alrededores.V = Velocidad de flujo de masa de vapor.W = Energía de compresión.Wmin = Trabajo mínimo de separación.Wn = Trabajo neto.E = Ahorro de energía.HV = Calor latente de vaporización. = Coeficiente de actividad.h = Eficacia termodinámica.

TEORIA DE LA RECTIFICACION DE ALCOHOL

Todos los aparatos de rectificación, indistintamente del proceso tecnológico, se basan en los mismos principios, y todos incluyen de una u otra manera las siguientes columnas:

1) Columna Destiladora/Destrozadora, donde se persigue fundamentalmente eliminar la mayor parte del agua del mosto junto con los sólidos suspendidos, sales minerales disueltas y otros productos no volátiles.

2) Columna Depuradora/Hidroselectora/Extractiva. En ella tiene efecto la separación de la mayor parte de los productos de cabeza y dependiendo del tipo de columnas, productos de colas también.

3) Columna Rectificadora. Su principal función es alcanzar el grado alcohólico deseado, y eliminar a su vez los productos de cola.

4) Columna Repasadora / Pasteurizadora / Desmetilizadora. Actúa solo sobre el alcohol concentrado, completando la separación de impurezas de cabeza principalmente.

En todos los casos, hay que tener en cuenta que el contenido de impurezas en el alcohol bruto es del orden de 10-3, expresado en fracción másica, por lo que nunca se han tratado en la bibliografía como los métodos y teorías de destilación de multicomponentes.

Felizmente, el alcohol y el agua son los cuerpos dominantes y las otras sustancias solo son impurezas que representan en general, todas reunidas, menos del 1 %, y lo más a menudo hasta el 0,5% del alcohol.

Sorel estableció en esta condición, la teoría siguiente, válida para las mezclas ternarias compuestas de agua, alcohol y de una impureza a dosis muy reducida.

Si llamamos S el peso de ese tercer cuerpo contenido en un kilogramo de vapores mixtos, s el peso contenido en un kilogramo del líquido generador, tenemos una relación de la forma:

S = K s + K' s2 + K'' s3 + K''' s4 + . . .

Pero, siendo s muy pequeño por hipótesis, pueden ser despreciados s2, s3, s4, .........s, y resulta:

S = K s

SOREL calculó después de una serie de experiencias, para ocho cuerpos diferentes y para diversas riquezas alcohólicas, los valores de K, manteniendo constantemente s = 0,02. Damos aquí los resultados obtenidos.

Error: Reference source not foundVALORES DE K PARA DIFERENTES CUERPOS AGREGADOS

Error: Reference source notfoundGRADOS GAY LUSSAC

Alcohol amílico de ferment.

Formiato de etilo

Acetato de metilo

Acetato de etilo

Isobutirato de etilo

Isovalera- to de etilo

Acetato de amilo

Isovalera-to de amilo

10º20253040506070809095Temp. de ebullición

5,531,921,200,800,510,310,300,25

132

10,19,57,25,85,1

54,3

10,57,96,45,44,64,13,8

560

291813,212,68,65,84,33,622,42,1

77,1

4,22,31,41,10,9

110,1

2,31,71,30,90,8

134,3

2,81,71,10,80,60,55

147

1,300,820,500,350,30

196

SOREL llamo al coeficiente K, coeficiente de solubilidad.M.BARBET opuso con razón a este coeficiente un coeficiente de purificación, mucho más interesante, pues él demostró la marcha verdadera de la purificación del alcohol.

Lo que nos interesa es la relación de la impureza del alcohol en vapor con respecto a la impureza de alcohol del líquido generador. Esta relación no está dada por el coeficiente K. En efecto, si tomamos alcohol a 25º G.L. que contenga 1/100 de alcohol amílico, con relación al alcohol etílico solo, es decir, 0,25% del líquido generador, sabemos, según SOREL, que K= 5,5, es decir, que el vapor engendrado contendrá: 0,25 x 5,5 = 1,375cm3 de alcohol amílico %.

Pero el vapor es más rico en alcohol que el líquido generador: él está, según SOREL, a 67º95. La impureza del vapor, es decir, la tasa del alcohol amílico por relación al alcohol etílico, será:

1001,375 x ---------------- = 2,02

67,95

El coeficiente de purificación K' es por consiguiente de 2,02.

Este coeficiente traduce de una manera más exacta y más precisa la marcha de la purificación para el producto considerado.

He aquí los valores de K' obtenidos con este método de cálculo:

Error: Reference source not foundVALORES DE K'

Error: Reference source notfoundGRADOS GAY LUSSAC

Alcohol amílico de ferment.

Formiato de etilo

Acetato de metilo

Acetato de etilo

Isobutirato de etilo

Isovalera- to de etilo

Acetato de amilo

Isovalera-to de amilo

1º10253040506070809095

3,30

2,021,301,050,800,6150,440,360,260,22

87,266,65,685,08

5,835,264,924,614,254,013,78

5,065,435,434,773,863,33,072,772,372,09

3,31,961,301,070,897

1,761,451,200,8820,797

1,8661,3070,940,740,5880,548

10,70,4630,3430,299

M. BARBET (1) estableció un gráfico que da, bajo forma de curvas, valores de K' para las diversas impurezas estudiadas (Fig. 1). Ha trazado el eje de las abcisas en el punto K' = 1. El eje de las ordenadas está dividido en intervalos regulares: K' = 2, K' = 3, etc..., por encima del origen y por debajo del origen en intervalos de la misma longitud: K' = ½, K' = 1/3, etc.

En este gráfico se puede intuir que el origen de coordenadas está en el punto K' = 1. Mientras sea K' > 1, los vapores son más ricos en impurezas que el líquido generador. Cuando K' = 1, las dos riquezas son idénticas. En fin, cuando K' < 1, la impureza se concentra en el líquido.

Observamos que SOREL no consideró más que dosis inferiores al 2%, siendo por lo tanto preciso cuidarse de aplicar estos coeficientes a dosis superiores. Agreguemos también que en la práctica el líquido alcohólico no encierra más que una impureza, pero con cierta cantidad de impurezas pertenecientes a todas las funciones químicas (ácidos, Aldehidos éteres, alcoholes, aminas, etc.); estas impurezas influyen entre sí y perturban un poco el coeficiente de purificación.

Se puede comprobar que todas las impurezas estudiadas están representadas por curvas descendentes. Esto es fácilmente explicable. Todos los cuerpos estudiados son muy solubles en el alcohol y poco o nada

solubles en el agua.

Ahora bien, se sabe que estos cuerpos tienen un peso molecular más elevado que el agua, y que al límite, es decir en el agua pura, ellos forman una mezcla de dos líquidos no miscibles y que son rápidamente arrastrados por el vapor. Para los bajos grados alcohólicos, K' es por consiguiente elevado.

Pero a medida que la riqueza aumenta, los productos se vuelven cada vez más solubles y su tensión, ya reducida por el descenso de la temperatura, lo es aún más por la solubilidad. Así la impureza se hace cada vez menos volátil.

Para obtener una curva de la forma AB', sería necesario estudiar un cuerpo menos soluble en el alcohol que en el agua. Ahora bien, las impurezas de los líquidos alcohólicos son orgánicas y, por lo general, los cuerpos orgánicos son mucho más solubles en el alcohol que en el agua. Hasta el presente no se ha encontrado más que un cuerpo en este caso: el amoníaco.

Un estudio rápido de las tablas precedentes no parece demostrar ninguna relación neta entre el peso molecular, la tensión de la impureza y el coeficiente K de SOREL.

Sin embargo, un examen más atento demuestra que si designamos por:

c el porcentaje en volumen de agua;p una constante

c 2la ecuación de la parábola : ( -------) = 2pK, se aplica:

100al acetato de etilo .............................de 10º a 70º G.L., con p = 0,020al alcohol amílico ..............................de 30º a 75º G.L., con p = 0,09 al acetato de metilo ..........................de 40º a 50º G.L., con p = 0,016al acetato de amilo ...........................de 45º a 70º G.L., con p = 0,042al isobutirato de etilo ......................de 60º a 80º G.L., con p = 0,0165

Los límites de aplicación de esta fórmula son muy restringidos y hemos buscado una fórmula más general.

Si f es la tensión en milímetros de mercurio del vapor de la impureza considerada, a la temperatura de ebullición de la mezcla alcohólica, y si ap

es la riqueza alcohólica en peso, tenemos: f

K = k ------- . ap

k es una constante. Esta fórmula se aplica a los éteres-sales estudiados por SOREL y cuyas tensiones han sido determinadas. Tomando los valores

dados para estas tensiones por RAMSAY y YOUNG, encontramos k = 0,251, de donde:

f K = 0,251 ------- . ap

Para determinar la influencia de la solubilidad en el agua y el alcohol, se ha estudiado la destilación de las mezclas de agua y de alcohol que contienen menos de 0,3 % de amoníaco.

En este límite, se ha comprobado que el amoníaco no modificaba sensiblemente la temperatura de ebullición, ni la riqueza alcohólica de los vapores. He aquí los valores del coeficiente K' obtenidos

Error: Reference source not foundGrado Gay Lussac

K' Grado Gay Lussac K'

20º304050

1,51,82,22,5

60º708090

33,774,445,25

El amoníaco es el primer cuerpo experimentado hasta aquí para el cual el coeficiente K ' aumenta con la riqueza. Si se estudia de más cerca esta particularidad, se ve que ella se debe a la mayor miscibilidad del gas NH3

para el agua que para el alcohol. Es ésta una excepción, pues los cuerpos orgánicos que encontramos en nuestras flemas son, por el contrario, más miscibles en el alcohol que en el agua.

Por otra parte se han medido la influencia de una disolución al 20 % de cloruro de calcio en esos líquidos (Columna II).

Error: Reference source not foundAcetato de Etilo

Acetato de Butilo

Acetato de Amilo

Éteres de mal gusto

Aldehidos de mal gusto

Error: Reference source not foundGrado

I II I II I II I II I II

20º304050607080

5,755,65,455,254,84,33,9

6,16,26,035,85,55,45,3

4,854,052,72,3521,51,63

5,14,63,22,72,31,91,5

21,71,350,950,75

2,152,11,61,20,92

3,63,53,43,33,12,92,6

4,64,454,44,24,13,93,8

7,46,86,465,85,655,60

98,98,88,78,558,448,30

9096

3,73,6

5,255,20

0,870,81

1,11,05

0,550,45

0,820,80

2,552,5

3,63,51

5,555,50

7,907,86

Estos resultados obtenidos en las condiciones operatorias de SOREL confirman las cifras de este autor para el acetato de amilo y parecen ser, a alto grado, un poco más elevadas que para el acetato de etilo.

Observemos la influencia enorme del cloruro. Esta sal tiende a insolubilizar las impurezas y aumenta considerablemente el coeficiente K '.

La dosis de alcohol metílico, muy pequeña en los alcoholes de remolacha (de 6 a 36 gramos por hectolitro), puede alcanzar 200 gramos en los alcoholes de orujos y frutos.

La eliminación de este alcohol presenta desde luego un gran interés. Los autores rumanos han determinado los coeficientes de depuración K' para los tenores inferiores al 1 %.

Para 5º G.L. ...................................... 0,8 10º --- ...................................... 0,725 20º --- ...................................... 0,8 40º --- ...................................... 1 60º --- ...................................... 1,15 80º --- ...................................... 1,30 96º --- ...................................... 1,66

Se ve que el alcohol metílico, no obstante su volatilidad, es ligeramente producto de cola a bajo grado y muy poco de cabeza a alto grado. Es ésta una nueva confirmación de la teoría sobre la acción de las solubilidades.

Clasificación de las impurezas atendiendo el valor de K' .

Observando las curvas características y representativas de los valores K' de las distintas impurezas, se comprende el funcionamiento de las columnas depuradoras, rectificadoras, etc., y su acción sobre cada grupo de ellas.

Las curvas representativas de los valores de K' pueden clasificarse en tres grupos distintos, atendiendo a su posición en el gráfico.

a) El valor de K' siempre se conserva superior a la unidad; curvas y .

b) El valor de K' siempre se conserva inferior a la unidad; curvas y .

c) El valor de K' unas veces es superior y otras inferior a la unidad; curvas y h.

A su vez, cada uno de estos grupos puede subdividirse en otros dos atendiento a que K' crezca o disminuya con el grado alcohólico.

Eliminación de las impurezas de la cabeza

Las impurezas de cabeza corresponden a las representadas por las curvas y y en las que K' es siempre mayor que la unidad; el porcentaje proporcional de impurezas es siempre más grande en los vapores que en el líquido.

Si el valor de K' disminuye con el grado alcohólico, el enriquecimiento proporcional del vapor irá en disminución; pero este enriquecimiento no pasa de un límite, ya que K' es mayor que 1. Las impurezas se acumularán sobre los platos superiores y constituirán las cabezas.

En este grupo entran ciertos éteres, llamados éteres ligeros, tales como el formiato de etilo, el acetato de etilo, etc.

Si el valor de K' aumenta con la concentración alcohólica, la impureza será con tanto más motivo una impureza de cabeza; su coeficiente de enriquecimiento crece con la concentración y su eliminación será, pues, mucho más fácil.

El tipo de estas impurezas lo forman el amoniaco y sus derivados orgánicos.

La columna hidroselectora ha de separar los productos de cabeza concentrados en la cantidad mínima de alcohol. Debe constar, por lo tanto, de una sección de concentración; y como el líquido que de esta columna retrograda a la columna rectificadora debe ser agotado todo lo más posible en productos de cabeza, se deduce la necesidad de que esta columna tenga también una sección o zona de agotamiento.

Eliminación de las impurezas de cola

Las mismas consideraciones que se hicieron con respecto a las impurezas de cabeza pueden hacerse para las de cola. Sus curvas representativas corresponden a las representadas por y , en las que K' es siempre inferior a la unidad; se verifica que el mayor porcentaje de impurezas se encuentra en el líquido y no en los vapores.

En su mayor parte serán retrogradadas en la zona de concentración de la hidroselectora y pasarán en casi su totalidad a la columna rectificadora, en la que se repetirá el mismo fenómeno, es decir, que las impurezas de este tipo se irán acumulando en las retrogadaciones líquidas y serán eliminadas en primer lugar por la extracción de colas altas y bajas y al mismo tiempo con las flemazas de la columna.

Por el contrario, los vapores alcohólicos cada vez que ascienden de un plato al siguiente estarán menos cargados de impurezas, hasta llegar a los platos superiores, en que se encontrarán ya completamente agotados de las impurezas de colas.

El funcionamiento de las columnas depuradora y rectificadora es aclarado por el esquema de la figura en el que vemos el recorrido de una impureza de cola.

Eliminación de las impurezas híbridas

Para el estudio de la eliminación de las impurezas de este tipo, hemos de considerar la relación que existe entre el coeficiente K' y la concentración alcohólica.

Primer caso. Impurezas para las cuales K' disminuye con la concentración alcohólica. Estas impurezas son las representadas por la curva de ; una impureza representativa de este tipo es el alcohol amílico.

Es una impureza de cabeza si tiene concentraciones débiles de alcohol, mientras que con concentraciones fuertes se comporta como una impureza de cola.

En la columna hidroselectora la concentración alcohólica existente en los platos superiores es fuerte y en los inferiores es débil; casi la del vino. Para poder eliminar estas impurezas es necesario realizar una extracción de amílicos justo en el plato donde la concentración de alcohol sea la correspondiente a K' = 1 (aprox. 40º G.L.). Y si además se añade agua para producir su decantación, el amílico puede separarse lavado, como es lógico las depuraciones no son totales.

En la columna rectificadora, la concentración alcohólica de los platos inferiores está próxima a cero, el valor de K' es elevado y la impureza se comporta como un producto de cabeza. Por el contrario, la concentración alcohólica existente en los platos superiores es muy elevada, el valor de K' es muy bajo y la impureza considerada es un producto de cola. Entonces la impureza, vaporizada en los platos inferiores como un producto de cabeza, es retrogradada por los superiores como un producto de cola, no pudiendo salir ni por la parte inferior ni la superior del aparato y terminando por acumularse en el plato donde la concentración alcohólica corresponda a un valor de K' próximo a la unidad.

Para evitar tal acumulación, se practica una extracción de líquido de estos platos, llevándose las impurezas que se encuentran a la columna hidroselectora.

Segundo caso. Impurezas para las cuales K' disminuye con la concentración alcohólica. Estas impurezas corresponden a las representadas por la curva h de la figura. Las impurezas de este tipo se comportan como productos de cola en concentraciones débiles y como productos de cabeza frente a las concentraciones elevadas. Por consiguiente, la acción de la columna hidroselectora no podrá jamás ser total y todas las impurezas que escapen a ella y que pasarán a la columna rectificadora aparecerán en su casi totalidad en el alcohol de sus platos superiores.

La proporción de impurezas de este tipo que vendrán a ensuciar el alcohol vaporizado por la rectificadora será más o menos grande según la ley de variación de K' .

Si se pretende eliminar completamente las impurezas de este tipo, con el fin de obtener un alcohol extraneutro, es necesario hacer pasar el que sale de la rectificadora a una tercera columna. La columna repasadora o desmetilizadora, en la que la concentración de los líquidos alcohólicos en los platos es muy elevada y el valor de K' será superior a la unidad y por lo tanto, las impurezas serán solamente cabezas.

Esta columna ejerce igualmente una acción muy eficaz sobre las impurezas de cabeza que hayan podido escapar a la acción de la columna hidroselectora y que, por consiguiente, se encontrarán mezcladas con el alcohol de los platos superiores de la rectificadora.

Si el valor de K' es próximo a la unidad pora los altos grados alcohólicos, la depuración resulta muy dificultosa.

Pasteurización

A veces, en lugar de recurrir a la adición de esta nueva columna repasadora, se puede aumentar el número de platos de la rectificadora y extraer el alcohol rectificado, al estado líquido, de un plato situado por debajo del plato superior. Por lo general, basta con algunos platos para obtener una purificación tan perfecta como se desee. A BARBET se debe la idea de este artificio, que él designó con el nombre de pasteurización y que en realidad viene a resultar de la superposición de la columna repasadora sobre la rectificadora.