Peter_rein-ingeniería_de_la_caña_de_azúcar-2012.pdf

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Ruller groove angle Time Mean retention time Shear su·ess Volume fraction Phase angle lag Angular velocity Differencc Pressure difference Boiling point elevation Log mean tempcrature difference Log mean temperature difference

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eff eq Ángulo del rayado de mazas Tiempo Tiempo promedio de retención Esfuerzo cortante Fracción volumétrica Ángulo de retraso de fase Velocidad angular Diferencia Diferencia de presión Elevación del punto de ebullición Diferencia !le temperatura media logarítmica Diferencia de temperatura meUia logarítmica

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Apparent Bulk Effective Equilibrium Escribed Fiuings Gravity Hydraulic Hydrostatic Horizontal Effect number or stage number Inlet, input Inside Impure, Lechnical Linear Loss Mean Maximum Mínimum Outlet, output Outside Oversizc Pure Polarimetric Radial Reduced Relative Saturated Stoichiometric Tangcntial Total Undersize Vertical Ash Spray advance A ir Ambient Bagasse Can e Filter cake Condensa te Carbon (unburned fue!) Clarilled juice Carbnn monoxide Cryslal Diffusion Drag Discharge (mili roll) Diffuser bagasse Dry suhstance (Brix) Evapnration Exhausl

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Ceniza Avance de espray Aire Ambiente Bagazo Caña Torta de filtro, cachaza Condensado Carb6n (combustible inqucmado) Jugo clariJlcado Monóxido de Carbón Cristal Difusión Arrastre Descarga (maza bagacera) Bagazo del difusor Materia seca (Brix) Evaporación Escape

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Subíndices (español)

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Fiber fill Filtratc Fue! Flash vapor Feed water Gas Glucosc High pressurc Imbibition

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Magma, massccuitc Mother liquor Molasses Monosaccharidcs Mud solids (excl. fibcr) Clarifier mud to fllters

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Abreviaturas

Subscripts (English)

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L

Subíndices

30

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Rcsultant Reaction Refractometric dissolved solids (Brix) Raw juice Reducing substances Sucrose Sugar Seed Solids Steam At standard temperature and pressure Syrup Target Tube wall Trash plate Theoretical recoverable sugar Undetermined loss Undernow Vapor Bleed vapor Water Wet bulb Al given conditions Beginning, zero Superficial First expressed juice At infinity

FV FW G

G

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Alimental'ión Fibra Fructosa Compactación Filtrado Combustible Vapor de expansión Agua de alimentación Gas Glucosa Alta presión

Imbibición

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Jugo Líquido Magma, masa cocida Licor madre

Mol

Miel final

MS

Monusacüridos Sólidos en lodo (excluyendo fibra) Lodo de clarificadores a Jiltros Nonmll NcH;acm·osa Partícula Jugo de molinos secadores Resultante Reacción Refracrometric Dissolved Solids (Brix) 1 Sólidos solubles rcfractométricos (Brix) Jugo mixto o diluido Substam:ias reductoras Sacarosa Azúcar Semilla Sólidos Vapor A temperatura y presión estándar Jarabe o meladura Esperada Pared del tubo Virador u cuchilla central Azúcar teóricamente recuperable Pérdidas indeterminadas Flujo de lodo de clarificador Vapor Extracción de vapor Anua T~nperatura de bulbo húmedo

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A las condiciones especificadas Inicio. cero Superficial . ., Jugo primario o de pnmera extracc10n Infinito

31

Abreviaturas

Abreviaturas

AC AVR BHR BOD CAD

IU LV MCR

ces CDR CFD COD CRB CRE DAC DAF DC DOL DS EM ERC ESP GC GCV GPS HADP HP HPIC HPLC ICUMSA ID

Corriente alterna Regulador autom::ítico de voltaje Recobrado (en casa de cocimientos) Demanda bioquímica de oxígeno Descarga continúa de cenizas (stoker) Azúcar en caña comercial Tasa de deposición en cristales Dinámica de Fluidos Computacional Demanda química de oxígeno Recobrado reducido Extracción reducida Análisis directo de caña Flotación por aire disuelto Con·iente directa Directo-en-] f nea Materia seca o sólidos disueltos (Brix) Materia extraña Cristal recobrable esperado Preci pitador_ electrostático Cromatografía de gases Poder Calorífico Superior Sistema Posicionador Global Productos por degradación alcalina de la hexosa Alta presión Cromatografía iónica de alto rendimiento Cromatografía líquida de alto rendimiento

SR SRJ SRT STP TDS TRS TSAS

Comisión Internacional para la Uniformidad de los Métodos de Análisis de Azúcar Tiro inducido

VHP VSD

MV MVR NCV NPSH OFA OR PI POC RDS RV SCADA SCR SE SF SNCR SJM

ICUMSA Units 1 Unidades ICUMSA B::tio voltaje Capacidad máxima en operación conlinua Voltaje promedio Re-compresión mecánica de vapor Poder calorífico inferior Cabeza neta de succión positiva Aire de sobre-fuego Recobrado total Índice de preparación Pul en celdas abiertas Sólidos disueltos refractométricos Rendimiento teórico Supervisión control y adquisición de datos Reducción catalítica selectiva Azúcar extraíble Factor de seguridad Reducción selectiva no catalítica Formula para estimar el recobrado de azúcar Rendimiento esperado Instituto de Investigación de Azúcar Bajo tiempo de retención Temperatura y presión estándar Sólidos disueltos totales Rendimiento teórico Azucares totales expresados como sacarosa (Azúcar de) muy elevado Poi Accionamiento con velocidad variable

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Terminología

Clarificador: Equipo para separación por sedimentación de los sólidos suspendidos en soluciones de azúcar turbias.

Terminología Afinación: Tratamiento a cristales de azúcar crudo para remover la película de melaza adherida. Esto se !onra mezclando el azúcar con un jarabe conccntradoe y luego centrifugando el magma con o sin lavado de agua. Aglomeración: Cuando dos o más cristales se. mantienen unidos durante las operaciones de centnfugación y secado. Agotamiento: Aplicado a la masa cocida. repre~en­ ta los gramos de sacarosa presentes en forma cnstalina por cada 100 gramos de sacarosa. Agua dulce: Aguas de lavado o aguas que contienen una baja cantidad de azúcar. Agua libre de brix: Agua que forma parte de la estructura celuhisica de la caña y por tanto no se encuentra en el jugo extraído por los molinos. No puede ser separada de la fihra mecánicamente, pero se evapora a elevadas temperaturas. Alcalización: Etapa del proceso de purificación del de azúcar en la cual se introduce cal al jugo en ]·uno o 1. forma de ledwda de cal o sacarato de ca CIO.

Azúcares reductores: Generalmente se refiere y/o interpreta como azúcares invertidos, determinados midiendo el contenido de sustancias reductoras mediante anúlisis de laboratorio. Bagacillo: Fracción fina del bagazo obtenida media~te tamizado o separación neumática, generalmente usado como ayuda filtrante. Bagacillo cush-cush: Bugazo empapado o bagacillo que es separado del jugo crudo empleando filtros de malla. Bagazo: Residuo de la caña que sale del molino después de la extracción del jugo. Brix: Medida de Jos sólidos disueltos en azúcar, jugo, licor 0 jarabe utilizando un refractómetro, también conocid.os como sólidos secos refractométricos. Para soluciones que contienen únicamente azúcar Y agua, Brix = % en masa de azúcar. Los grados Brix se pueden también determinar usando un hidrómetro. pero actualmente este equipo se emplea raramente. Cachaza (torta de filtro): Material retenido Y descargado por los filtros que se encargan de filtrar los lodos del clarilicador.

Azúcar: Término para la sacarosa disacárida Y productos de la industria azucarera, compuestos esencialmente por sacarosa.

Calandria: Jntercambiador de calor de tubos o placas encontrado en los evaporadores Y tachos.

Azúcar afinada: Azúcar purificada mediante afinación.

Carbonatación: Proceso que envuelve la introducción de dióxido de carbono en jugo alcalizado o jarabe para remover color y no-azúcares sólidos.

Azúcar crudo: Azúcar moreno producido en las fúbricas de azúcar, generalmente destinado a procesos posteriores en refinerías para obtener azúcar blanco. Azúcar líquido: Productos de azúcar refin<1dos en fonnu líquida (por ejemplo. sacarosa líquida. líquido invertido). Azúcares invertidos: Mezcla de partes aproximadamente iguales de glucosa y fructuosa (monosacáridos) que resulta de la hidrólisis de la sacarosa (inversión).

Terminología

Casa de cocimientos: Parte de la fübrica en la cual se rcalizun procesos de producción de azúcar a partir del jugo diluido. También es conocida como casa de clabomción. Cenizas conductimétricas: Contenido de cenizas estimado a partir de la medición de conductividad de la solucilm. Centrífuga: Máquina centrífuga utilizada para separar el azúcar del licor madre o miel.

Coeficiente de sobresaturación: Se calcula como el cociente obtenido al dividir la proporción azúcar/ agua de la solución sobresaturada con la propurción azúcar/agua de una solución saturada a las mismas condiciones (temperatura y pureza o proporción nosacarosa/agua). Indica si la solución es no saturada(< 1), saturada (= 1) o sobrcsaturada (> 1). Coeficiente de solubilidad: Proporción entre la concentración de sacarosa en una solución saturada impura y la concentración de sacarosa en una solucit'in saturada pura a la misma temperatura (concentración cxpresad<1 como la proporción sacarosa/ agua). En !u industria de azúcar de remolacha se le conoce como coeficiente de saturación. Color: Índice de atenuación, determinado por absorción de luz bajo condiciones definidas. Generalmente se mide empleando el método ICUMSA a 420 nm, y se expresa en unidades ICUMSA o IU. Conglomerado: Dos o m;:ís cristales que crecen unidos durante la cristalización al vacio en tachos. Contenido de cenizas: Residuo sólido determinado gravimétricamentc luego de incinerar en presencia de oxígeno. Para el análisis de productos de azúcar. se añade ácido sulfúrico a la muestra. obteniendo un residuo conocido como ceniza sulfatada que se calienta a 525 oc y es considerado como una medidu de los componentes inorgánicos. A veces se determina indirectamente midiendo la conductividad eléctrica del producto en solución (ver cenizas por conductividad). Contenido de cristal: Proporción en masa del contenido de cristales en la masa cocida. usualmente expresado como porcentaje y referido a la masa total o a la materia seca en la masa cocida (Brix). Cortar la templa: Descargar parte de la masa cocida de un tacho, reteniendo un pie de templa sobre el cual se alimentaran más jarabe o miel para la cristalización.

33

Cristalización: Nuc]eación y crecimiento de los cristales, Cristalización por enfriamiento: Cristalización obtenida por enfriamiento de la masa cocida final. Efecto de evaporación: UmJ de los evaporadores que funcionun en serie como sistema de múltiple efecto (por ejemplo. primer efecto. segundo efecto). Los condensados y vapores son denominados correspondientemente (por ejemplo, primer condensado y vapor uno: condensado y vapor del primer efecto rcspectivumente). Elevación del punto de ebullición: Diferencia entre las temperaturas de ebullición de una solución de azúcar y la de ebullición del agua pura. ambas medidas a la misma presión. Esquema de cocimiento: Define el número y el arreglo de las etapas de cristalizaciün envueltas en la producción de azúcar. Extracción: Proporción de azúcar extraído de la caila en la planta de extracción; corresponde a la masa de azúcar en jugo diluido como porcentaje de la masa de azúcar en caña. Factor de seguridad: Número que indica la capacidad del azúcar crudo de conservar calidad, calculado a partir del poi y el contenido de humedad(= humedad (g/100 g azúcar) 1 ( 100- poi)), Falso grano: Cristales pequeños indeseables, rormados espontáneamente por nucleación secundaria durante la cristalización cuando lll supcrsaLuraciéJn es demasiado elevada. Fibra: Estructura fibrosa insoluble seca de la caña. Generalmente es referida a todo el material insoluble que llega con la caña a la fábrica. incluyendo por lo tanto el suelo u otra materia cxtmña insoluble en caña. Filtrado: Líquido que ha pasado a Lravés de la malla de los filtros. Floculante: Polielectrólito en solución ailadido al jugo para promover la clarificación.

34

Tenninología

Terminología

Fluidos de descarga (RunofT): Término general-

Las masas cocidas se dasitican de acuerdo a su pu-

mente empleado para los jarabes o mieles obtenidos al centrifugar una masa cocida.

reza como masas A, B y C.

Fosfatación: Clarificación utilizando tícido fosfórico y cal. en la cual cic11os no-azúcares son removidos por notación. Fundidor: Equipo en el cual se realiza la disolución o fusión del azúcar.

]\-'lateria extraña: Incluye toda hoja y cogollo de caña, barro, tierra, raíces, piedras y metales entregados con la caña. Materia extraña vegetal: Cogollos de caña, hojas, chulquines y cualquier otra materia extraña de origen vegetal entregada con la caña.

Gas carbónico: Gas rico en dióxido de carbono uti-

Materia seca: Medida del contenido total de sólidos en una solución o en una masa cocida obtenida mediante evaporación al vacio hasta desecar. También se conoce como sólidos totales por secado o

lizado para la carbunatación.

sólidos secos.

Imbibición: Proceso de añadir agua en la planta

Mezclador de magma: Equipo utilizado para mezclar juntos Jos cristales cun un líquido.

Fusi{m: Término alternativo para la disolución de cristales de azúcar.

de extracción para aumentar la extracción. En ocasiones se denota inconectamente como maceración (remojar la caña con jugo). El agua añadida se denomina agua de imbibición.

Mezclador de masa cocida: Aparato desde el cual se distribuyen las masas cocidas a las máquinas centrífugas.

Jarabe o meladura: Jugo concentrado obtenido en los evaporadores. .Jugo clarificado: Jugo proveniente de los clarificadores. también conocido como jugo claro.

Miel o melaza: Licor madre que se separa de los cristales mediante centrifugación. Las mieles A, B oC se obtienen de las masas cocidas correspondientes. La miel C es también conocida como miel final.

Jugo diluido o crudo: Jugo obtenido del proceso de extracción. También se conoce como jugo mezclado (de molinos) o jugo preliminar (de difusores).

No-azúcares: Término común que denota los sólidos disueltos diferentes al azúcar contenidos en cualquier flujo del prncesu.

.Jugo de molinos deshidratadores: Jugo extraído en los molinos deshidratadores luego del difusor.

No-sacarosas: Sólidos disueltos contenidos en cualquier flujo del proceso que sean diferentes a la sacarosa.

Licor: Jarabe de azúcar, término generalmente empleudo en refinerías de azúcar. Licor madre: Fase líquida presente en la masa codda durante la cristalización: se refiere al jarabe o licor en el cual los cristales crecen. 1\-'lagma: Mezcla de cristales y un líquido (agua, jugo clarificado. jarabe o miel). obtenido por medio de un mezclador. l\'lasa cocida: La mezcla de cristales y licor madre o miel que se obtiene durante el proceso de evapocristalización.

Nucleación: Generación y desarrollo de pequeños cristales que son capaces de crecer. Pie de templa: Contenido de masa cocida que se retiene u es transferido a un tacho para iniciar una templa o cocimiento. Polarizaci{m (o Poi): Contenido de sacarosa aparente expresado como porcentaje de masa, medido a partir de la rotación óptica de luz polarizada al pasar por una solución azucarada. Este procedimiento es exacto únicamente para soluciones de sacarosa puras.

Pureza: La pureza real representa el contenido de sacarosa expresado como porcentaje de la sustancia seca o el contenido de sólidos disueltos. Los sólidos comprenden el azúcar y no-sacarosas tales como invertidos, cenizas y elementos colorantes. La pureza aparente se expresa como la polarización dividida por los grados Brix refractométricos, multiplicada

35

Sobresaturación: Grado con el cual el contenido de sacarosa en solución excede al contenido de sacarosa de una solución saturada. Sfílidos disueltos: Todo material soluto que está en solución, incluyendo sacarosa, rnonosac::íridos. cenizas y otras impurezas orgánicas.

pnr lOO. Pureza esperada (en mieles finales): Pureza de equilibrio de la miel final, obtenida al aplicar una fórmula que considera el efecto de las no-sacarosas en su agotamiento.

Sólidos secos refractométricos (RDS): Medición de los sólidos disueltos totales en licores o jarabes de azúcar utilizando un rcfractómetro. Para soluciones que contienen sólo azúcar y agua. % RDS = Brix = % azúcar en masa.

Redisolución (Rcmelt): Obtención de jarabe a partir del azúcar de centrífugas de baja pureza, que es disuelto o fundido de nuevo y retornado a los tachos de alta pureza.

Sólidos suspendidos: Sólidos insolubles en jugo u otro líquido. que pueden ser removidos con medios mecánicos.

Refinado: Purificación del azúcar empleando métodos físicos y químicos, generalmente incluyendo procesos como la clarificación, filtración, decolorización y recristalización.

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o

Sacarosa: El compuesto CjUIInJCO puro 12 H 22 11 que es conocido como azúcar blanco, generalmente medido mediante polarización en caso de soluciones puras y con GC o HPLC en caso de soluciones de baja pureza. El nombre químico es ~-o-Fructofura­ nosil a-o-glucopiranósido. Saturaci6n: Una solución de azúcar bajo condiciones de saturacitín no disolverá ningún cristal adicional, a la temperatura de solución . Semilla: Suspensión de cristales linos en una solución de alcohol saturada o el grano inicial obtenido al se millar en tachos. .Semillamiento: (a) Inyección de cristales fragmenlildos para inducir la nucleación, como medio Je inicio del proceso de cristalización; (b) Introducción de cristales finos en la forma de slurry o pasta de azLícar molido (similar a semillamiento completo) para iniciar la cristalización. Separador de arrastres: Aparato para remover jugo, jarabe o masa cocida que sean arrastrados con t:l vapor.

Sulfataci6n: Introducción de dióxido de azufre en el jugo o licor. Supersaturaci6n critica: Supersaturación a la cual comienza a presentarse nucleación espontánea. Tacho o evapo-cristalizador: Cristalizador evaporalivo al vacío utilizado en la industria azúcarera para cristalizar azúcar a partir de meladura, jarabe, licor o miel. Templa: Masa cocida obtenida al finalizar un ciclo de cristalización, la cual se descarga completamente del tacho. Vaciar la templa: Descargar toda la masa cocida del tacho.

1

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CAÑA DE AZÚCAR

La caña de azúcar es una planta herbácea de gran tamaño que se cultiva en países tropicales y subtropicales. Es un híbrido complejo de varias especies, derivadas principalmente del Sacclwrum (~fficinarum Y otras especies de Sacclwrum. La caña se propaga vegetativamcntc sembrando trozos de sus tallos. La nuevaplanta o retoño crece a partir de los cogollos o yemas de los nudos del tallo, asegurando así una descendencia uniforme. En el proceso de r~producción de la caña se desarrollan y ensayan contmuamente nuevas variedades en búsqueda de nuevas Y mejores plantas. Este procedimiento se ha co.nstituido en un factor fundamental para el mejoramiento de la produclividad en la industria de la caña de azúcar. La producción de caña varía significativamente de un área a otra, dependiendo de la variedad, utilizando factnres dim
bajo condiciones excepcionales con largos períodos de crecimiento. La producción del azúcar varía de 5 a 25 t/ha. Generalmente no se requiere volver a sembrar caña luego de cada cosecha, sino que se deja crecer de nuevo para producir una siguiente cose~:ha, denominada soca o rebrote. La producción de caña se reduce después de varias socas, llegando a un punto en que se debe arar y sembrar caña nuevamente, lo que se conoce como renova~:ión. Generalmente la caña se cosecha durante el invierno y la duración de la temporada de molienda o zafra es determinada por condiciones meteorológicas, principalmente la lluvia. En algunos países como Colombia. Perú y Hawaii. la caña puede ser procesada prácticamente durante todo el año. El principal objetivo al procesar la caña es recobrar el azúcar, que en su estado puro se conoce con el nombre químico de sacarosa. La sacarosa se fonna en la planta a través de un proceso complejo que esencialmente consiste en la mmbinación de dos azúcares monosadridos, fructuosa y glucosa, Jo cual se ilustra en la Figura 1.1. La sacarosa tiene formula C 1 ~H~~0 11 y HC=O se designa como un H2C-OH 1 1 disacárido por estar HC-OH C=O 1 conformada a par1 HO-CH HO-CH tir de dos unidades 1 1 OH HC-OH HC-OH + monosacüridas. Los 1 1 HC-OH azúcares monosacáHC-OH 1 1 ridos son azúcares H2C-OH OH OH H2C-OH de seis carbonos o hexosas, productos Glucosa Fructosa Sacarosa del proceso de fotosíntesis que comFigura 1.1: Formución de sucarosu a partir de glucosu y fructosa parten la misma

- H~o~OH H~O'\.

3~

1 Caña de azúcar

1.1 Estructura Je la caña fórmula C1 H ~O 6 . Esws azúcares son llamados mo~ L nosacáridos' debido a que no pueden ser hJ"d ro ¡·rza dos

39

hasta moléculas más pequeñas de curbohidratos me-

diante la acción de ácidos o enzimas. La reacción en el sentido opuesto se denomina inversión y ocurre bajo ciertas condiciones apropiadas. donde la sacarosa se hidroliza Y junto a una molécula de agua resulta la fomwción de los dos

azúcares monosacáridos componentes. Los azúcares están en solución con agua junto a otros com-

ponentes solubles; esta fase líquida se conoce c~rno el jugo. Además del jugo, el tallo de caña conl!:ne aproximadamente 13 g de fihra vegetal como fase sólida/lOO g caña. que dan al tallo su rigidez estructural. Fibra, jugo y demús términos se definen en la Sección l.l.3.

1.1

Estructura de la caña

1.1.1

Anatomía del tallo de caña

La mayoría del azúcar se encuentra contenido en tallos de caña madura. La Figura 1.2 ilustra un tallo con nudos espaciados entre 150 y 100 mm, donde las secciones en medio Je nudos conseclllivos se conocen como entrenudos. En los nudos se encuentran Jns hojas ligadas al tallo. que pueden ser hojas verdes u h¡Jjas viejas y oscuras que no participan en el proceso de fotosíntesis. La Figura 1.3 rcpres:nta la estructura de una hoja ligada al tallo de cana. Generalmente la sección superior o
Hendidura de crecimiento

Figura 1.2: Tullo de cuña de aztícur (segtin Art.w:hwager Y Brmules 1Y5R, fucme James 2004)

4 Figura l.-1: Corte transversal mostrando la sección nterior de un entrenudo de un tallo de caJ)a l Epidennis; 2 Células de pared gruesa que timnan la corteza; 3. 4 Haces vasculares de diferentes ramal1u; 5 Est:lerénquima; 6 Célulus de parénquima. Según Leu'lon-Brain. fuente Martin ( IY3H) Vama (yagua)

5

Figura 1.5: Represcntaci6n tridimensional de los haces vasculares, fuente Martín (193H) 1 Elementos anulares; 2 Lacuna o tubo de aire; 3 Vasos del xi/ema; 4 Espacios intercelulares; 5 Células de parénquima o acumuladoras; 6 Floema: S Iubo criboso, C células cumpa11eras; 7 Esclerénquima

de parénquima grandes y de pared suave. Las células se encuentran separadas por pequeños espacios inter-

Entrenudo

Figuru 1.3: Estrw:tura de las hojas (fuente James 1004)

celulares generalmente rellenos con aire y su tamaño incrementa gradualmente hacia el centro del tallo. Las células alargadas de menor tamaño y pared gruesa encontradas en la corteza y alrededor de los haces flbrovasculares son llamadas esderénquima. Estas células contienen algo de azúcar. pero la mayoría de ellas son lignificadas y contribuyen a dar dureza a la corteza. La corteza varía en espesor y composición en diferentes regiones del tallo, como también lo hace su dureza, que depende del contenido de fibra.

Los haces librovasculares se encuentran considerablemente espaciados en la parte central del tallo. mientras que hacia la periferia su número incrementa y su tamaño decrece (Figura 1.4 ). En los nudos muchos de los haces se bifurcan o desvían hacia !as hojus y yemas. Dado que el tejido está usualmente lignificado en esta regi6n, los nudos son mucho mús duros que los entrenudos. El corte transversal de un lmz vascular se presenta en la Figura 1.5. El haz consiste de una vaina esclerenquimatusa que rodea al xilcma y al fioema. El agua y los nutrientes fluyen desde las raíces hasta las hojas a través de los amplios vasos del xilema. La

mayor parte de esta agua escapa de la caña durante la transpiración refrigerante, de manera que la concentración de sólidos disueltos en el xilema es muy reducida. Los productos de la fotosíntesis se desplazan de las hojas a las células a través de los tubos cribosos del llocma. Mediciones realizadas con cuatro variedades de caña diferentes en Suráfrica mostraron que la corteza (dermis externa de aproximadamente 2 mm de espesor) constituye 30 g/100 g de tallo limpio, mientras que en los nudos y entrenudos representa aproximadamente 15 y 55 g!IOO g de tallo limpio respectivamente (Lionnet 1992). Estos números dependen de la variedad de caña y son afectados por el diámetro del tallo y la longitud de los entrenudos. Las células se encuentran delineadas por una capa de protoplasma, la cual es muy delgada Y apenas visible al microscopio. Las paredes celulares estün compuestas principalmente de celulosa y hemicelulosa. La celulosa es permeable al agua y sol u tos, mientras que el protoplasma es permeable al agua y selectivamente a ciertos solutos. La sacarosa llega hasta las células que acumulan azúcar por difusión. pero con una velocidad de difusión muy lenta. El protoplasma se puede considerar prúcticamente impermeable a las moléculas de sacarosa.

1.1.2

1.2 Composición de la caña

1 Caña de azúcar

40

Ubicación de sacarosa e impurezas

El jugo contenido en las células del parénquima tiene una mayor concentración de sacarosa y menor concentración de no-sacarosas que el jugo en las células fibrosas del esclerénquima. Dado que las células del parénquima ocupan aproximadamente 70 r;;, del volumen de la caña, es evidente que la mayoría de la sacarosa se encuentra contenida en estas células. Similarmente se encuentra nuís sacarosa en los entrenudos que en los nudos. La corteza contiene relativamente poco jugo. con un elevado contenido de impurezas. Las paredes celulares están confonnadas por cadenas largas de celulosa ligadas con hemicelulosa y lignina. La lignina generalmente se asocia con la hemicelulosa que acompaña a la celulosa en la estructura fibrosa de las plantas, tiene una estructura aromática y probablemente se deposita en los poros. La celulosa es insoluble. pero una pequeña

fracción de los otros materiales puede disolverse o dispersarse en el jugo como coloides durante el procesamiento dependiendo de las condiciones de operación. La composición química y la estructura de la libra varían de acuerdo con la parte del tallo en que se encuentre. El contenido de fibra de las células del parénquima es muy inferior que en el resto del tallo. Por lo tanto, estas células se pueden romper fácilmente durante la preparación de la caña. Los monosacáridos o azúcares reductores son las impurezas más abundantes en la caña. Debido a que estos son elementos básicos para el crecimiento. un elevado contenido de azúcares reductores se encuentra en la sección superior e inmadura del tallo de caña. El contenido de azúcares reductores es más hajo en los nudos, los cuales son regiones inactivas. Las impurezas inorg{micas constituyen aproximadamente 0.6 al 0.8 L(f; en tallos de caña frescos. Sílice y calcio se encuentran presentes en las paredes celulares, pero aparte de estos la mayoría de las impurezas inorgánicas se encuentran asociadas más a los vasos vasculares que con el parénquima. El contenido inorgánico en la caña es más elevado en las hojas y los cogollos. La superficie del tallo de la caña estü recuhierta con una delgada capa de cera, que usualmente es más concentrada cerca a los nudos. Este depósito ceroso externo actúa como protección contra la evaporación excesiva de humedad de la super!lcie del tallo. El almidón se encuentra en los nudos y no en el área del entrenudo (Ciarke 1996), a la vez que el color esta más usociado a los nudos que con los entrenudos. La corteza contribuye con el 50 % del color de la caña, a pesar de constituir sülo el 30 % del peso de caña (LiOIIIICI 1992).

1.1.3

Definiciones de los componentes

La caña de azúcar es esencialmente una combinación de jugo y 11bra. El jugo es una solución acuosa de sacarosa y otras sustancias orgánicas e inorgánicas. La libra se define como todo material insoluble en la caña y por lo tanto incluye cualquier suciedad, suelo o cualquier tipo de materia extraña, como también a la 11bra del tallo. El análisis más básico de la caña considera que esta consiste de agua. sólidos disueltos o substancia seca refractométrica (ROS) y fibra. El ROS se mide

generalmente empleando un refract6metro y a menudo se designa simplemente como Brix. En la mayoría de los casos la sacarosa del jugo se mide usando un polarímetro y por lo tanto no es del todo precisa. obteniendo en general cifras inferiores al contenido real de sacarosa por unas pocas unidades porcentuales (ver Sección 25.1.2). Debido a esto la medición se identifica a veces como la polarización o poi, indicm1do el método de medición. La pureza representa la proporción de la sacarosa con d material soluble total expresada como porcentaje, donde poi y Brix son usados para el análisis y la proporción obtenida se conoce como pureza aparente. Un análisis exucto del contenido de sacarosa puede ser realizado aplicando métodos cromatogrüflcos, los que se presentarán en la Sección 2.4.4. El contenido total de impurezas solubles se estima a parlir de la diferencia entre RDS y sacarosa. a lo cual se denomina corno no-sacarosas. Por consiguiente es importante que al emitir informes o examinar análisis de caña, se tenga presente cual ha sido el método de análisis empleado. Otro componente de la caña, a saber el material inorgánico denominado cenizas, se reporta habitualmente en términos del método por el cual ha sido analizado, el que incluye la combustión de todo el material orgánico. Generalmente los tallos no llegan limpios a la f::íbrica. Algunas hojas se encuentran todavía ligadas al tallo y a menudo parte o todo el cogollo o sección de crecimiento se encomraran también unidos al tallo. Existe un punto de ruptura natural en el cual el cogollo se desprende, pero el lugar óptimo en términos de recuperación de sacarosa se encuentra ligeramente por debajo de este. El contenido de cogollos y hojas en un lote de caña entregado puede afectar considerablemente el anülisis obtenido, ya que su composición es diferente a la de tallos de caña limpios. En varios artículos técnicos se ha utilizado el término suciedad o 'trash· para referirse a las hojas Y los cogollos. o exclusivamente a las hojas secas, o a la materia extraña total; sin embargo, en lamayoría de los casos el término suciedad se usa pura representar a las hojas, ambas secas y verdes. Debido a esta confusión en este texto, este término será evitado hasta dnnde sea posible y se utilizarán los términos hojas (refiriéndose a hojas verdes y muertas) y cogollos. La caña sucia a menudo_ se refiere a cañas con elevado contenido de cogollos y hojas ligados al tallo. ·

1.2

Composición de la caña

1.2.1

Tallos limpios

41

La composición de la caña depende de un gran número de factores, incluyendo la edad de la caña, las condiciones de cultivo y crecimiento, el uso de madurantes y enfermedades. Debido a que la caña es una planta, esta se constituye en una variable inherente de alimentación para las fábricas de azúcar con respecto al momento en la temporada de zafra y de una 7,ati·a a la siguiente. El contenido de fibra en tallos limpios varía entre 10 y 1R g/100 g caña, El contenido de sacarosa en cañas procesables puede variar entre 8 y 17 gllOO g caña. En una caña de buena calidad, limpia y fresca, la pureza del jugo se encuentra alrededor de 90, mientras que Jos sólidos disueltos varían entre lO y 19 gil 00 g caña. El balance del tallo de caña es el agua. que en general constituye aproximadamente 70 g/ 100 g caña. Los componentes que son no-sacarosas, es decir la diferencia entre sólidos disueltos totales y sacarosa, son también muy variables. Estos se discuten con más detalle en la Sección 1.2.5.

1.2.2

Hojas y cogollos

Composición de las hojas y cogollos. Pocos estudios acerca de la composición de hojas y cogollos han sido reportados. Los resultados de algunos trabajos hechos en Suráfrica, Australia, el Caribe y Luisiana son presentados en la Tabla l. l. El contenido de humedad de las hojas varía considerablemente dependiendo del grado de secado al cual hayan sido sometidos. Lelll y Has.wmli (2000) señalan contenidos de humedad tales como 82.5 g/100 g cogollo, 66.7 gil 00 g hoja verde y 11.3 gil 00 g hoja seca, con el contenido de cenizas variando entre 3.2 y 4.3 g/100 g materia seca, que es 1.5 a 2 veces el valor en un tallo entero limpio. Cantidad de hojas y cogollos. La cantidad de hojas y cogollos asociados con la caña es muy variable. En cañas de alto rendimiento, los cogollos necesariamente representan una proporción menor de la caña total. Igualmente, al tener tallos más gruesos

1.2.3 Composición típica de caña entregada

1 Caña de azúcar

42

Tabla 1.1: Análisis típico de caña limpia, hojas y t:ognllos

Tallo limpio

Scottct al. (1978)

Pureza aparente

(g/100 g

muestra)

muestm)

((k)

muestra)

Humedad (g/100 g muestra)

16.7

IH

R9

12.8

70.5

6.7

lA

21

16.ó

77.7

1.5

19 91

5t!.6

15.1

33.6 70.9

2.0

36

12.9

B4 57

Scol/ et al. (1978)

Hojas Cogollos

Scott et ul. ( 1978) !Fin & Doy/e ( 1989) ll'in & Doy/e ( 1989)

7.B 16.6 5.5

Tallo limpio

Birkeu(\9fi5)

Cogollos

Birkeu (1965)

15.3 9.7

Hojas Tallo limpio Cogollos Hojas

Birkett (1965) Gil (2003) Gil (2003) Gil (2003)

Fibra

Poi (gil 00 g

Cogollos Tallo limpio

Tabla 1.2: Cnruposición típica de la cuiia (en kg/1 00 kg caña) entregada a fiihricns de azúcar en diferentes países

(g/100 g

Brix Referencia

!4.2

5.5 1!.9

5.1

1.2

4.2

U.!

las hojas constituirán una proporción más pequeña de la caña totaL

La cantidad de hojas y cogollos se representa mejor en términos de materia seca con relación a la cantidad de caña, debido a que esta medida es independiente del contenido de humedad de hojas y cogollos. En Brasil se ha eslimado que las hojas y los cogollos expresados con base en materia seca representan en promedio 140 kg de materia seca por t de tallo entero de caña, variando entre 110 y 170 kg/t caña (Hassuani 2001). Purc!wsc y de Becr (1999) encontraron que las hojas y cogollos representan en promedio 190 kg de materia seca por t tallo de caña maduro y limpio. Se puede asumir un promedio de materia seca de aproximadamente 150 kg en hojas y cogollos por t de tallo entero de caña. Esta cifra sugiere que las hojas y los cogollos pueden potencialmente duplicar la cantidad de combustible disponible para la generación de energía, una conclusión justificada por SchciJibri et al. (2002). En la práctica, la eficiencia de recobmdo de este material de Jos campos varía entre 56 % y R4 % (Hassuani 1001 ). Las cantidades de hojas y cogollo que se han reportado en base húmeda son muy variables. fl'i11 y Doy!e ( 1989) midieron las hojas y cogollos en caña entera. encontrando que los cogollos representan 11.7 g/100 g de masa total, mientras que las hojas representan 7. 1 g/ 100 g de masa total, juntos representando 18.8 g/100 g. Schembri et al. (2002) dieron a conocer contenidos de hojas y cogollos de 20 a 35 g/1 00 g caña total.

43

83.6 24.1 1.7

12.5 14.R 13.11 11.2 61.11 12.7 17.7 32.2

Australia

Sudáfrica

Colombia

Filipinas

Mauricio

Luisiana

14

IH

12.R

13,2

111

12

14

16.2

16.4

15

15

12.5

13.H

16

Pun.'/a aparente en q .

R6

S9

S5

~S

so

87

H5

1-lttmcdad Fibra

70.5 13.3

fí9.3

70 15

70

72.5

71.2

15

15

15

71 13

Poi Brix

14.3

79.7 71.7 79.1 73.1

77.2 63.5

La cantidad de hojas y cogollos en la caña entregada a las fábricas depende de la ellt:iencia con que sean removidas durante la cosecha. bien sea por medio mecánico ó manual. El quemar la caña o cosechar en verde (sin quemar) también tienen un impacto significativo. La caña quemada normalmente tiene una cantidad inferior de hojas y cogollos. Kent et al. (20()3) midieron el contenido de hojas y cogollos en caña trozada entregada a un ingenio australiano, encontrando que representan 3 g/ 100 g de trozos de caña limpia. Lcgendre et al. ( 1999) encontraron que el contenido de hojas y cogollos en caña verde varía entre 10 y 17 g/100 g, dependiendo de la velocidad del ventilador extractor en la múquina cosechadora. Estas cifras son ligeramente inferiores con caña quemada. variando entre R y 11 g/100 g. Scotr ( 1977) encontró resultados para caña entregada a fábricas Huletts en Suráfrica que indican 5.7 g/100 g de caña quemada y 11.0 g/100 g de caña limpiada manualmente. Birkett ( 1965) halló que Jos cogollos y hojas representan 11 y 5.5 g/100 g de masa total de cai'ía respectivamente,

1.2.3

Brnsil

Composición típica de caña entregada

En la pníctica la composición de la caña recibida por una fábrica depende no sólo de la composición del tallo de caña, sino también de otros factores como la variedad de caña, la cantidad de hojas y

cogollo. demüs materia extraña, el momento dentro de la zafra, la madurez de la caña, la tardanza entre quema, corte y entrega a la fábrica, La composición obtenida en cada área de cultivo de caña refleja una combinación de todos estos factores. Cifras típicas promedio para algunas de las principales áreas de cultivo de caña se presentan en la Tabla 1.2. La variación en la composición de la caña a lo largo de una zafra también depende de las condiciolles durante la misma. En casos donde los factores climáticos permanecen relativamente constantes durante la zafra, como p,ej en Colombia. Perú y Zambia, hay una variación mínima en la composición de la caña. En otras áreas donde las temperaturas cambian signilicativamente durante la zafra, la variacidn en la composición puede ser más evidente. Efecto de cantidad de hojas y cogollos. Varios anülisis de caña limpia comparada con cai'ía proveniente de diferentes tipos de cosecha fueron presentados por Re id y Limmct ( 1989), mosu·ando como la composición de la caña se ve afectada por la cantidad

de suciedad. Los datos se presentan en la Tabla 1.3. Los datos muestran que la presencia de hojas y cogollo reduce la pureza del jugo significativamente. Las hojas aumentan el contenido de Jlbra en 47 96 y el contenido de ceniza en 62 %. Los cogollos tienen un efecto menos severo, incrementando ligeramente la fibra. pero aumentan las cenizas en 36 %. Los datos para la caña quemada y Jescogollada muestran que la limpieza industrial de caña no llega a brindar el mismo análisis que una caña limpiada manualmente. Esta última muestra un contenido de libra ligeramente inferior y menos cenizas. Usando datos de Scott el al. (1978) presentados en la Tabla 1.1, se puede calcular que la adición de cogollos a tallos limpios no afecta significativamente el contenido de fibra, pero reduce la pureza del jugo en 0.3 unidades por cada 1 % de cogollo. Por otro lado, las hojas aumentan considerablemente el contenido de fibra, así como también reducen la pureza del jugo en la misma medida que los cogollos. La presencia de hojas y cogollo puede reducir la pureza de jugo de caña hasta en 5 unidades.

Tabla 1.3: Anülisis de cuña comercial entregada comparada con lllllos limpios (Reid y Limmel 1989) i'vluestra de caña

Poi Brix (g/100 g caña) (g/100 g caña)

Pureza (%)

Humedad (g/100 g caña)

Fibra Cenizas (g/100 g caña) (gil 00 g caña)

Verde descogollada Tallo limpio

1 1.5

13.6

R4.6

65.2

~ 1.2

14.7

16.~

90.8

71.6

12.2

2.5 11.4

Quemar.Ja descogollada

13.6

15.4 15.6

BH.4 89.6

70.2

14.11

14.4 13.1

1.1 0.8

21.6 12,2

0.4

14.7 12.6

11.4

Tullo limpio Verde sin descogollar Tallo limpio Quemada sin descogollar Tallo limpio

71.3

10.6

13.2 16.5

ROA 90.9

65.5

15.0

13.4

15.5 16.2

86.4 R9.4

69.8

14.5

71.3 71.3

2.8

2.(

f?t:{erencius prig . ../.9

1 Cuña de azúcar

1.2.4

Tabla 1.4: Análisis típicos de la libra de caña (en g/100 g materia seca)

Composición de la fibra

La fibra de la caña es una mezcla compleja de celulosa, hemicelulosa y lignina, que provienen de las paredes celulares, los haces vasculares y la corteza del tallo. La cantidad de fibra en un tallo varía según su longitud y diámetro. dado que la corteza representará una mayor proporción en cañas de diámetro pequeño o delgadas. Igualmente, el número de nudos o la longitud de los entrenudos tienen influencia, debido a que Jos nudos son mucho mús resistentes y tienen un contenido más elevado de fibra. La celulosa es un polímero de alto peso molecular compuesto en gran parte de unidades de glucosa. La hemicelulosa estú conformada en gran parte de unidades de xilosa con cantidades más pequeñas de arabinosa, que son azúcares de cinco carhonos (pen* tosas), a diferencia de la glucosa que es un azúcar de seis carbonos (hexosa). La lignina es una sustancia compleja formada en gran parte de compuestos fenólicos aromi.Í.ticos. Generalmente esta proporciona rigidez o dureza a la libra de caña. Las cantidades relativas de estos tres componentes varían considerablemente dependiendo de la variedad de caña, la edad de la caña, las condiciones de crecimiento cte. Esta variación por su parte tiene un efecto en la dureza de la caña. la cual es una propiedad que no se mide en la práctica. También se encuentran presentes en la estructura celular de la caña pequeñas cantidades de campo-

No-sacarosas

BBilf-tsolubles 2

1.2.5 No-sacarosa en caña

Clarke (19~Hl) Rango

Purchase (1995) Promedio

Celulosa

40-58

40

Hemicelu1osu Lignina Ccni1.as 1 Otros

2-J.-32 13-22

33

Por diferencia. la caña contiene 71 g ag.ua/lOOg caña

"

Agua lihre de Brix

1- 4

5

Composición de la caña:

nentes inorgánicos, a saber sílice y calcio. Algunos análisis de la fibra de caña se presentan en la Tabla 1.4. La composición de \u fibra no camhia significativamente durante el proceso de extracción. La estructura de la fibra es de tal naturaleza que mantiene asociada a ella cierta cantidad de agua, algo así como un agua de cristalización. Esta agua se encuentra ligada a la libra y ciertamente no forma parte del jugo de la caña. A menudo se denomina como "agua libre de Brix" y se considera que su cantidad corresponde al 25 % de la fibra. Varios intentos de medir esta cantidad han sido realizados en el pasado (Bruijn 1963). Aunque varias cifras ligeramente distintas han siJ.o obtenidas, el25 %es ampliamente aceptado y va a ser asumido en este texto. El agua libre de Brix se puede remover en un horno secador de caña. Sin embargo. cuando el jugo de una muestra de caña ha sido exprimido, el cálculo de la composición de la caña debe tomar en cuenta

No-sacarosas

15

-solubles 2

0.25

X

)4

3.5 g/100 g caña l00-14-3.5 = 82.5 )()0 X 15 f 82.5 18.2 g DS/100 gjugo

En ausencia de agua libre de Brix el RDS del jugo de la cafia se calcula como IOOx 15/86 = 17.4g/100gjugo.

1.2.5

No-sacarosas en caña

Monosacáridos. Los componentes no-sacarosas más abundantes en la caña son los monosacáridos glucosa y fructosa, también conocidos como azúcares reductores. Generalmente estos se encuentran presentes desde en unas pocas unidades porcentuales de la sacarosa para caña madura hasta casi en 1O por ciento de la sacarosa para cafia inmadura. Los monnsacüridos son más abundantes en la parte superior del tallo de cafia porque ellos est<Í.n asociados con el crecimiento de la planta. Por la misma razón, estos componentes son generalmente más elevados en cañas cortadas durante el período de alto crecimiento. La incorporación de cogollo en la caña incrementa considerablemente el contenido de monosacáridos ( Legendre et al. 1999). La acción de maduran tes reduce el contenido de monosacáridos madurando la caña y aumentando así el contenido de sacarosa a expensas de los monosacáridos.

Jugo

Agua 71

extraíble 82.5

Agua

AgUa 71

67c5

Figura 1.6: Representación r.le la

L¡:l:::=:;===~ '1 ~ibra

14 A

I.J. g libra/1 00 g caña

8

Fibra

r 17.5

caña A Por componentes. B Con agua libre de Brix ilustrada. Los números representan fracciones de masa en g/100 g caña

seguido por el sulfato y fosfato. La relativa abundancia de estos componentes cambia de acuerdo con la variedad y las condiciones del suelo. encontrándose también trazas de otros elementos en menores cantidades.

15 g DS/100 g. caña

Jugo/lOOgcaña RDS en jugo

ROS

Agua libre de Brix 3.5

d agua lihre de Brix. Esto puede ilustrarse con un ejemplo, representado en la Figura 1.tí y con el cálculo siguiente:

45

Cenizas. El contenido de cenizas en caña es también más elevado en hojas y cogollos y es ademüs afectado por la variedad de caña. Este es un criterio de selección importante en cultivos de caña desarrollados en sitios como Texas, donde el contenido de ceniza tiende a ser alto (Legendre et al. !999). La sílice representa una proporción significativa del material inorgánico. Sin embargo, el potasio es el catión de mayor abundancia, seguido de calcio, magnesio y sodio: el cloruro es el principal anión.

Polisacáridos. Los polisacáridos son carbohidratos de alto peso molecular presentes en la caña. Se incluyen entre estos al almidón, la celulosa, las gomas. polisacáridos de paredes celulares y dextranas, que se confonnan de múltiples unidades de monosucáridos condensadas simultáneamente. La concentración de polisacáridos varía aproximadamente de 1500 a 3000 mg/kg sólidos disueltos (Legendre eL al. 1999), dependiendo de la variedad de caña. La concentración de polisacüridos generalmente es mús alta en las hojas y cogollos que en el tallo. Naidoo y Liomwt (2000) señalaron que el contenido de gomas, hoy denominado más comúnmente como polisacáridos totales, depende significativamente del lugar y la variedad de la caña. El efecto varietal es muy pronunciado, con un rango de valores entre 6500 y 12 000 mg goma/kg sólidos disueltos medidos en diferentes variedades. Estos valores son considerablemente mayores que aquellos presentados por Legendre et al. (1999) porque incluyen al almidón y fueron obtenidos por desintegración vía húmeda de las muestras, no al exprimir el jugo. Almidón. El almidón se encuentra presente en la caña en forma de pequeños gránulos insolubles al agua y constituye una reserva de carhohidratos alimenticios. Se forma por condensación de glucosa y consiste en una mezcla de dos polisacúridos. El mayor componente es la amilopeclina, que representa de 75 a 85 % del almidón y tiene una estructura altamente ramificada; el resto, la ami lasa, es esencialmente un polímero sin ramificaciones. El contenido de almidón depende en gran parte de la variedad de caña. En Suráfrica las variedades antiguas fueron retiradas progresivamente y sustituidas con variedades de contenido de almidón mud10 menor (Wood 1962 ). En Luisiana se ha enconlrado que el contenido de almidón puede variar entre 275 y 1500 mg/kg de sólidos. con un promedio de aproximadamente 700 (Legendre el al. ! 999). Existe una concentración más alta de almidón en las hojas y en la zona de crecimiento. La caña madura tiene un contenido ligeramente más bajo de almidón.

Rc{crellcia.\· prí¡;. -/-9

46

1 Caña de azúcar

Color. El color del jugo depende en gran medida de la variedad de la caña (Limmel 1991; Naidoo y Limmet 2000), aunque varía considerablemente de una a otra región de cullivo. El color asociado con hojas y cogollos es mucho más elevado que en el tallo limpio. Se estima que un 1 % adicional de cogollo o hojas incrementan el color total en 4 % y 15 )}} respectivamente (Limmet !992). Por lo tanto una cantidnd significativa de hojas y cogollo puede tener un efecto determinante sobre el color, mayor que el erecto varietal. Ácidos orgánicos. Algunos áciJos orgánicos se encuentran en fonna natural en la caña, el más abundante de los cuales es el ácido aconítit:o. Éstos son en gran medida responsables de que el pH del jugo este alrededor de 5.3 a 5.5.

1.2.6

Materia extraña

Las hojas y cogollos son considerados como materia extraña, pero también lo es todo lo demás que sea entregado con la caña incluyendo suelo del campo, suciedad, rocas y pedazos de hierro. Éstos materiales son todos perjudiciales, pero generalmente no se miden. Sin embargo, en varios lugares se han hecho inlentos de medir hojas y cogollos y estimar el suelo con base en análisis de ceniza en caña. Estas mediciones han sido hechas con el propósito de mejorar la calidad de la caña entregada a la fábrica de azúcar. El análisis de hojas y cogollos se considera en la Sección 1.2.2. En Australia durante muchos años inspectores de caña de cada fábrica estimaron visualmente el contenido de suciedad en caña. La cantidad del suelo en caña es influenciada en gran parte por el clima, de manera que un clima lluvioso inevitablemente resulta en cenizas m<Í.s altas en caña, aunque la cosecha y el método de carga también tienen influencia. La carga mecánica de caña puede conducir a un contenido de suelo muy alto si los cargadores son de diseño inadecuado o no se operan correctamente. La carga mednica u menudo causa la presencia de rocas en la caña. En Sudáfrica. la ceniza en caña ha sido medida rutinariamente en varias fábricas durante muchos mios. usando la medida de ceniza como un indicador del suelo (Lim111et 1996 ).

1.2.7 Efecto de la tardanza entre cosecha y molienda

El valor de referencia del contenido de ceniza está entre 0.4 y 0.8 g/100 g caña limpia y se han obtenido valores promedio de aproximadamente 1.5 a 2 gil 00 g caña. Generalmente la caña puede ser clasificada según su contenido de ceniza de acuerdo a los siguientes valores:

Caña limpia Buena calidad Calidad media Baja calidad 1naceplable

1.2.7

Contenido de cenizas en e;{; 0.6 1.0 1.5 2.5

4.0

Efecto de la tardanza entre cosecha y molienda

Luego del corte, la caña de azúcar está sujeta u deterioro. en gran parte debido a la actividad de microorganismos. Esto resulta en pérdidas de azúcar y la formación de impurezas indeseables. El grado de deterioro es detenninado por varios factores, pero en todos los casos el efecto en la recuperación de azúcar y procesamiento de caña es desfavorable. Por lo tanto la tardanza entre cosecha y molienda debe mantenerse al mínimo. El deterioro en caña quemada comienza a partir del momento de la quema, pues generalmente el calor del fuego resquebraja la corteza y expone parte del jugo. En caña sin quemar, el deterioro comienza en el momento del corte. En caña verde, este oculTe Línicamente en las puntas cortadas. El deterioro es müs rüpido en la cuña cosechada mecünicamenle porque se tienen muchas más puntas expuestas. Este efecto puede ser minimizado aumentando la longitud de los trozos de cuña y asegurando que las cuchillas cortadoras de las cosechadoras estén aliladas para lograr un corte limpio; asegurando así que la cantidad de jugo expuesta a la atmosfera se mantenga en un mínimo. En general. la velocidad de deterioro es más rüpida en caña quemada que en caña verde. Los microorganismos del suelo o el aire infectan el jugo expuesto. De acuerdo con el organismo que predomine, los productos de la actividad microbiológica pueden ser uno o más de los siguientes: dextranas, etanol, oligosucáridos y ácidos orgánicos. Todos los microorganismos usan azúcar como alimento.

/' rel="nofollow">.parte Jc la pérdida directa de azúcar que ocurre, el contenido de no-sacarosas Je la caña se incrementa. llevando a una pérJida müs grande de azúcar en mieles y menor recuperación de azúcar. La velocidad cun !a cual estos organismos metabolizan sacarosa depende en gran parte ele la temperatura y su actividud es considerablemente reducida en clima fi·ío. En Australia, donde primero se utilizaron lascosechadoras mecánicas extensivamente, se desarrollaron sistemas de carga para mantener la tardanza de transporte deb:.\jo de 16 horas. Por encima de este paíodo, la formaci{m de dextrunas ocurrió al punto que se dificultó el procesamiento de la cuña. Estudios realizados en Luisiana cuando las cosechadoras fueron introducidas mostraron resultados similares {Egg!cston et al. 2001). En casos severos, el nivel de dextranas sube hasta por encima de 1000 mg/kg ::;t'ilidos y el pH del jugo cae por debajo de 5. Con tallos de caña entera, el deterioro no es tan nípido y pueden lolerarse tiempos m<Ís largos entre qu~ma o corte y cosecha. Varios estudios han sido efectuados en Suráfrica para investigar los cambios que ocurren en la caña después de la cosecha. Los resultados pueden resumirse así ( Cox y Salwt!eo 1092):

47

Etanol es el producto de degradación m:ís evidente, no las dextranas. El deterioro es mucho más rápido en caña quemada que en caña sin quemar. La pérdida de azúcar recuperable en cuña promedió aproximadamente 1 % por día, aunque algunas cifi·as mucho mtís elevadas han sido informadas. La pureza de jugo de caña cayó aproximadamente 0.6 unidades cada día. Lionnet (1986) mostró reducciones entre 0.4 y 2.5 unidades dependiendo de la temperatura. Existe una pérdida en la masa de caña de 0.5~ 1.5 % por día (esto a veces conduce la creencia errónea de que el contenido de sacarosa en caña incrementa después de la cosecha). El grado de deterioro depende de si la caña es apilada en filas o hileras ó si se arruma en pilas. También, se encontró que el contenido de etanol guarda una buena correlación con la tardanza Línicamente en el caso de caña quemada y durante un tiempo fue usado como medida indirecta de esta tardanza (Lionnel 1996). Sin embargo. este criterio no ha demostrado ser suficientemente confiable y gene-

Tabla 1.5: Productos de la degradación de sacarosa en caña de aztícar. determinados al investigar la tardanza entre quema ó curte y mnlienda Producto de deterioramientn

Comentario

Referencia

Acidos orgünkos

Acidos fr'írmico. acético y híctico. productos de actividad de microorganisnws

Limmer 1986

Acidez

Correlacinna con caída de pH

Egglcston et al. 2001

Dc:.;tranas

Femtentaciün anaerobia por Leuccmostoc en condiciones húmedas. Efecto severo en procesamiento.

Cfarke 1996; Egg/esron et al. 2()()1

Etanol

Puede ser buen indicador para caña quemada. dadn que el valor en caña sana es cero. No útil para caña sin quemar. Producto de fermentución de levadura.

Co.r y S11lwdl!o 1992; Smith 1993

Pnlisacáridos

Incluye dextranas.

Rm·elo et al. 1092

Oligosacüridos

Microbianos, enzim:íticns y químicos. Las cantidades varían para dil'erentes variedades. pnr lo cual no es un buen indicador absoluto.

Rul'elo ct al. 1992; du Boi/l!J!JS

t\Lt1cares invertidos

Inversión de sacarosa. enzimas y :leidos. El aumento de glucosa
Egglc.non et al. 2001

t\lunitol

Asociado con !Ormación de dextranas.

Eggleston 2002

Limmct 1996;

Refi:rencias ptíg . .J!)

1 Caña de azúcar

48

ralmente se descarta como indicador de la tardanza entre cosecha y molienda. Las condiciones a las cuales la caña se encuentra expuesta dc[Cnninan en gran medida si el producto residual del deterioro serún dextranas ó etanoL Las dextranas generalmente son formadas por la bacteria Leucmwstoc que requiere condiciones anaerobias húmedas. Se ha demostrado que la fonnación de dcxtranas es considerablemente reducida h<~jo condiciones secas. La producción de etanol causada por levaduras no requiere humedad. La velocidad con la cual estos organismos meta balizan a la sacarosa también depende en gran medida de la temperatura y su actividad se reduce considerablemente en clima frío. Otros productos de la descomposición de sacarosa también han sido usados para estimar el grado de deterioro causado por tardanzas en el prm:esamiento de la caña. Éstos se resumen en la Tabla 1.5.

1.2.8

Efecto de la variedad de caña

Generalmente la selección y mulliplieación de las variedades de caña busca una producción elevada de ésta por hectárea y un alto contenido de sacarosa. Sin embargo, es igualmente importante su resistencia o susceptibilidad a enfermedades. Existen algunas diferencias significativas entre variedades. la cuales son generalmente elegidas para satisfacer las condiciones agronómicas p.ej irrigación o lluvia. maduración temprana, tipo de suelo, duración del período de credmiento y el sistema de cosecha. Con el tiempo, las variedades müs populares que se cultivan en un úrea particular sufren cambios. Las diferencias en la composición del jugo entre diferentes variedades no son suficientemente grandes o previsibles como para efectuar <\justes en el procesamiento según la variedad. Sin embargo la dureza de la caña y la disposición de la fibra varían de una

Referencias Capítulo 1

variedad de caña a la otra, Jo que puede afectar su comportamiento en la planta de extracción. Las diferencias en componentes no-sacarosas son normalmente influenciadas en gran parte por la variedad Uc la caña. tal como se ha indicado en la Secciún 1.2.5.

1.2.9

Cambios debidos a condiciones climáticas y al momento de la zafra

En áreas donde la caña es cultivada utilizando irrigación y el abastecimiento de agua está asegurado, la composición de caña generalmente varía poco de una temporada a la siguiente. Sin embargo, en áreas dependientes de la lluvia, la producción y la composición pueden ser fuertemente afectadas por variaciones en la precipitación. El efecto sobre la composición de la caña puede aprecirarse con las cifras comparativas de temporadas normales y secas presentadas en la Tabla 1.6. La longitud del entrenudo es generalmente una funciún de la velocidad de crecimiento. En períodos de sequía, la longitud de los entrenudos se reduce y como resultado el contenido de fibra se incrementa. En casos extremos los cogollos se dejan con la caña para facilitar la formación de pilas donde este método de manejo de caña es utilizado. Esto resulta en un menor contenido de sacarosa, menor pureza del jugo y aumento de color en el jugo. Por el contrario, en áreas donde se presentan fuertes lluvias durante la tempurada de zafra, generalmente se observa un incremento en la materia extraña, principalmente en términos del contenido de suelo. Dependiendo de los factores climáticos, puede presentarse un efecto pronunciado del momento de

Tabla 1.6: Compamción de los datos obtenidos en Sudüfrica durante cuatro zafras secas con condiciones normales seis años antes y después del período afectado por la ~cquía Años 19Só--199! 1992-1995 1995-2001

Lluvia Normal Droug:ht Normal

(g/1 00 g caña)

Fibra (g/1 00 g caña)

Relación caña/azúcar

Purezu del jugo diluido (crudo)(%)

Recobrado total(%)

12.8 12.7

15.2 15.7

9.1 9..1

86.3

13.1

15.1

8.8

85.9 83.5 X6.1

Poi

t!3.9

H6.3

!a zafra sobre la composición de caña. En caso de que la caña esté inmadura al inicio de la zafra, se put:de esperar que el contenido de sacarosa y la pun.:za del jugo sean bajos y que el contenido de azúcares invertidos sea alto. A medida que la zafra transcurre y la caña madura, el contenido de sacarosa y la puraa se incrementan. En este momento se alcanza la mejor recuperacilÍn de sacarosa dado que el contenido de no-sacarosas es bajo. Hacia el final de la zafra. a veces se observa un aumento del contenido de libra. Debido a que la temporada de lluvias es nunnalmente el factor que determina la duración de la zafra, la lluvia al final de la zafra causa caídas en la calid¡¡d y un incremento en la materia extraña. du Boil ( 1997) examinó el efecto de heladas en caiia. encontrando que la exposición durante media hora a 4 "C causa daño severo, siendo la sección superior de la caña la más afectada, en particular el punto de crecimiento terminal. El deterioro después del daño causado por heladas está asociado con un cxhorbitante aumento en la población úe microbios. E! nivel de deterioro alcanzado úepende en gran parte de las condiciones climáticas, con condiciones dlidas y húmedas se obtiene un rápido deterioro. Para estimar el grado de deterioro, se pueden emplear mcdidnnes de sacarosa, acidez titulable y contenido de dextranas.

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50

51

2

EVALUACIÓN Y PAGO DE CAÑA

Se ha mostrado en el Capítulo 1 que la composición de la caña de azúcar es muy variable. El valor d¡! la caña para una i"ábrica depende de la cantidad de azúcar que pueda ser recobrada a partir de ella y del costo asociado con su procesamiento. Es deseable por lo tanto contar con medios para evaluar la caña. de modo que la fábrica de azúcar pueda tasar su valor y efectuar ajustes en la planw. y equipos que permitan producir azúcar eficientemente y a un costo mínimo. Idealmente la t-übrica debería pagar por la cafia d valor que se merece en términos de su efecto sobre la recuperación y los costos de procesamiento. El sistema de pago de caña que consiga esto brindará un im.:entivo económico a los cultivadores para producir una <.::<:llidad de caña que maximiza la produc<.::ión del azti<.::ar. Esto es importante considerando la posibilidad de minimizar los costos combinados de producción dt:l cultivo y procesamiento de la caña. La caliúad promedio de caña en una industria azucarera es en gran medida consecuencia de Jos incentivos para buena calidad de caña ó ausencia de estos en el sistema de pago. En este contexto, caña de buena calidaú permite obtener una alta recuperación de azúcar, mientras que los t.:ostos úe procesamiento se minimizan. Para medir la calidaú de la caña se requieren sistemas de muestreo y análisis, disponiéndose de varias opciones para lograrlo.

2.1

Evaluación de calidad de caña

2.1.1

Parámetros de calidad

El método básico para la evaluación de caña parte de su análisis total en términos de poi, libra y RDS o Brix. Este último, indica la cantidad de azúcar presente en la caña suministralia a la fábrica. aunque

no señala cuanto de este azúcar puede llegar a ser recobrado. Para estimar la recuperación de azúcar se requiere medir el contenido y la naturaleza de las impurezas en caña. Debido al efecto adverso de hojas y cogollos en la calidad de caña y la calidad del jugo extraído, en algunos casos se milie la cantidad de hojas y cogollos. Adicionalmente, también se puede medir la cantidad de materia extraña. particularmente del suelo traído del campo.

2.1.2

Efecto en azúcar recuperable

La calidad de caña influye sobre la cantidad de azúcar que se extrae con el jugo de caña y sobre la calidad o pureza de este jugo. Una caña fresca y limpia es el suministro ideal para una fábrica. porque facilita la extracción del azúcar y proporciona jugo de alta pureza para el proceso. Esto es rara vez logrado en la práctica. El contenido de fibra tiene el mayor efecto sobre extracción. Si el contenido de fibra se incrementa, la cantidad de bagazo es más alta y la pérdida de sacarosa en bagazo aumenta proporcionalmente. Varios estudios han examinado el efecto del contenido de llbra sobre la extracción en el tándem de molinos, llevando al desarrollo Uc una serie de fórmulas de "extracción reducida". que intentan tomar en consideración el efecto del contenido de fibra. El contenido de azlÍcar en caña tiene un efecto positivo pero menor sobre la extracción y también debería ser incorporado en la fórmula de extracción reducida cuando se efectúen comparaciones del desempeño con calidades de caña diferentes. Se han publicado varias fórmulas de extracción reducida que corrigen la extracción E de acuerdo con variaciones del contenido de fibra ll'I·T y el contenido de sacarosa 11's.c en caña, de las cuales las más comúnmente empleadas se presentan en la Tabla 2.1. I?L:(crencias pdg. ó5

2 Evaluación y pago de caña

52

2.1.3 Efecto en la capacidad de molienda

Tabla 2.1: Ecuaciones de extmcciOn reducida ilustrando el efecto de los contenidos de llhra y sacarosa sobre la extracción respecto a valores est<índar Proponente

Referencia

Extracción reducida

Hugot ( 198())

Ecuación de extracción reducida

100

(100- E)· (100- "ú) 7 · 11 'r.c

Weer)

Extracción reducida (Mitrul)

Hugot ( 19R6)

Extracción total reducida (i\!itta{)

Mitra! ( 1969)

Extracción reducida corregida (Rei11)

Re in ( !975)

100

_ 12.5 (100-E) ~~'r:.c

100

(100-E)·H\,· H'F.C

(10o-!!HJOo- "•,) ·( ., ., , )"'' 100- 0.1 834. '---'--'----"~ H"f.l. 13

Comentario

1/'i!IIL'I" propuso una versión modificada de la fórmu~ la de Cor[J, basado en el supuesto de que una parte de no-sacarosas retiene 0.4 partes de azúcar en la miel linal.

No hay efecto de 11's.c; Estúndar Hú· = 12.5 "1·; Estándares 12.5 r:·~.

H'F.c=

(2.3)

azúcar recobrado

No hay efecto de w5.c; Estúndar ~~'F.c:::: 12.5 r;;;;

H's.c=

miel tina! de 30 y una pérdida de 4 % de la sacarosa del jugo diluido en el resto de la fübrica, la ecuación obtenida fue:

12.5 %;

Est<índares S(;; wu:= 15.5 %.

azúcar recobrado =

ll'5.J -

0.4 · (H·'ns..r-

ll's.J)

(2.4)

n t::scrita en una forma distinta:

100·(1.4-~) (2.5)

Ecuaciones para azúcar recuperable. El azú~ car recuperado a partir del azúcar en jugo puede ser

estimado utilizando la fórmula "SJM". obtenida a partir de un sencillo balance de masa. Esta fórmula normalmente se representa con una ecuación que se escribe así: azúcar recobrado

IOO·S·(J-M) l·(S-M)

(2.1)

donde S. .J y AI representan las purezas del azúcar producido. el jugo procesado y la miel llnal respec~ tivamente. El nombre Ue esta fórmula proviene del numerador en la ecuación (:2.1 ). Utilizando una ter~ minología consistente con este texto, la misma ecua~ ción se representa mejor como: azúcar recobrado =

Las constantes a, b y e se determinan correla~ donando la ecuación con datos industriales de Sur~ úfrica. El valor de a representa el recobrado combinado en azúcar, miel final y bagazo. El valor de b representa la pérdida de azúcar en miel por cada unidad Ue no-sacarosas en caña y el valor de e es la pérdida en bagazo por unidad de fibra en caña. Al momento en que 1'011 Henge/ propuso esta ecuación. los valores de a, b y e eran 0.9!:!0, 0.465 y 0.048 respectivamente. Desde ese entonces la extracción promedio de la industria ha mejorado significativamente. de tal ma~ nera que el valor de e se ha reducido a 0.02. mientras que los valores de a y h no han cambiado significa~ tivamente.

H's.c= 13

g azúcar recobrado de 100 g de jugo

Una vez que el jugo ha sido extraído de la caña, la recuperación de azúcar del jugo es esencialmente una función de la pureza del jugo, o en otras pala~ bras de su contenido de impurezas o no~sacarosas. La cantidad de no~sacarosas determina directamen~ te la cantidad de miel final producida y la sacarosa perdida en miel es normalmente proporcional a la cantidad de miel. Generalmente una caña fresca y limpia, analizada directamente del campo, tiene una pureza igual o mayor a 90 %. Debido a que la caña suministrada a la fábrica trae adheridas hojas y cogollos y ha experimentado una tardanza entre cosecha y molienda, la pureza Uel jugo de la misma caña está usualmente alrededor de !:!5 9'r:. Mientras que esta es una reducción de 5 % en la pureza. en realidad representa un aumento de no~sacarosas del 50 %, pues su cantidad ( 100- pureza) se incrementa de JO a 15 unidades. Kent et al. (2003 ). con una serie de pruebas com~ parativas entre caña "limpia" y "sucia'', encontraron que la pureza de la caña limpia es mayor en 1.6 uní~ dades y que el azúcar recuperable se incrementa en 9 %. Re id y Lionnet ( 19~9) mostraron una caída de la pureza del jugo diluido mucho mayor. pasando de aproximadamente 90 con caña limpia hasta 80 con contenido excesivo de hojas y cogollo. Esto tiene un efecto signiflcativo sobre la recuperación en la casa de cocimientos, causando una caída de~ lft.

53

100 ·1\ · (P1 -PM)

(2.2)

Esta relación es utilizada frecuentemente para esti~ mar el azLícar recobrado de pureza P,_, a partir de jugo de pureza P1 , pero no toma en cuenta pérdidas de sa~ carosa diferentes a hts que ocurren en la mielllnal. Normalmente la pureza de la miel final PM" no va~ Iía ampliamente. Esta se ve afectada por la naturaleza de las impurezas y en pmticular por la proporción en~ tre azúcares reductores y cenizas (Sección \8.\.3). Las diferentes especies de no-sacarosas no son fáciles Je medir individualmeme dentro de una mtina diaria y no han llegado a incluirse en sistemas de pago de caña. Carp propuso una fórmula de recuperado basa~ da en la fórmula SJM. asumiendo una pureza en la

La fúrmula de Winter es erróneamente denominada \\'inrer-CW].J (Perk 1973:190). La fómlllla WinterGu1' puede ser derivada a partir de la fórmula SJM asumiendo una pureza del azúcar de 100 y una pureza de la miel tina! de :28.57. En ambas ecuaciones se asume que la pureza del jugo P1 (= lOO · (w5 /w 05 1 )) es el único factor que afecta la recuperación 'de az¿car. Una fórmula similar se ha utilizado en Australia desde 1888 para estimar el azúcar recuperable en caña. la cual se denomina Azúcar en Caña Comercial o CCS. La ecuación es: CCS::::

11's.c -

0.5. ( H'ns,c

- ~~'s,c)

(2.61

El CCS se expresa en g/ 100 g caña. Este indica que la recuperación de sacarosa se reduce en una magnitud igual a la mitad de las no-sacarosas en caña. mientras que el contenido de fibra no se tiene en cuenta. l't/11 Hengcl ( 1974) propuso una ecuación para el azúcar recobrado como cristales. al que llamó Cristal Recuperable Estimado (ERC). Este tiene en cuenta el efecto de nn~sacarosas y fibra en caña. La ccuución es:

ERC = u· w'-.t· - b · 11"/\s.c -e·

wF.c

(2.7)

El ERC se expresa como g de cristal recuperable/ 100 g de cai'ia. Las no~sacarosas en caña H'Ns,c se determinan como la diferencia entre la sustancia seca y el contenido de sacarosa (1\"ns.c -ll's,cl·

2.1.3

Efecto en la capacidad de molienda

Al diseñar una fábrica de azúcar existen tres elementos determinados por la calidad de caña que deben ser considerados para el dimensionamiento de la planta: l. El contenido de libra en caña o la cantidad to~ tal de fibra a procesar detennina el tamaño de la planta Ue extracción. :2. La cantidad total de sacarosa suministrada deter~ mina el tamaño de la estación de cocimientos de alta pureza. 3. La cantidad de no~sacarosas que ingresa a la fábrica determina la capacidad de los tachos de templas de baja pureza y de la estación de cen~ trífugas. Los cambios de calidad de caña generalmente se re~ tlejan en cambios de la fibra y las no~sacarosas en caña. Estas dos aumentarán considerablemente por ejemplo en cañas con hojas y cogollo excesivos. Reducciones en la pureza del jugo debidas a tardanzas o cualquier otra causa también afectan el ingreso de no~sacarosas. El deterioro de 11110 de estos par<Ímetros de calidad de caña puede conducir a una situa~ ción donde una parte de la führica se convierte en un cuello de botella mientras que se cuenta con capaci~ dad de sobra en el resto de la fübrica. Por el contrario, mejoramientos logrados al re~ ducir la materia extraña o aumentar la pureza del jugo puelien conducir a un incremento adicional de la capacidad efectiva, sin costos de capital.

l?i.Jcreucio.l· príg. ó5

54

2 Evaluacitín y pago de caña

Se ha publicado que una reducción de las hojas de 1 % incrementa la tasa de molienda en 3% (Scof! 1977). Un estudio realizado por Reíd y LionllCt ( 1989) probó que contenidos de hojas y cogollo excesivos resultan en reducción de la capacidad de molienda. Sin embargo. la tasa de íibra molida permaneció prácticamente constante con una misma velocidad de molinos: por lo tanto. la reducción de capacidad es causada directamente por el flujo de fibra adicional que se requiere procesar. Resultados similares fueron hallados por Kent et al. (2003), mostrando que una reducción del contenido de hojas y cogollo de aproximadamente 7 % conduce a un incremento de 15 %en la tasa de molienda. También en este caso la tasa de fibra molida fue pnicticamente constante. Otro efecto que tiene la caña excesivamente sucia sobre la capacidad es la reducción de densidad en los vehículos de transporte. Ke11t et al. (2003) determinaron una reducción del 15 %en el peso de vagones cargados con caña sucia. de Bcer et al. ( 1989) señalaron una reducción de 44 % en la capacidad de carga cuando caña entera con toda la hoja y cogollo es transportada en comparación con caña quemada limpia. Reid y Lio1111et (1989) demostraron que con cañas excesivamente sucias la entrada de no-sacarosas u la fábrica puede doblarse en comparación con caiia limpia. Esto puede tener un severo efecto sobre la capacidad instalada requerida en elaboración.

2.1.4

Suelo del campo y suciedad

El suelo en caña no es medido directamente en la mayoría de industrias azucareras, debido a que no es fácil hacerlo. Sin embargo, este tiene un efecto muy significativo sobre los costos en las fábricas de azúcar. siendo por tanto un factor importante en el costo de producción de azúcar. El sistema de pago de caña en muchas industrias se hasa sobre el potencial de recuperación del azúcar como producto de la cuña. Idealmente. el suelo en caña también debería tomarse en cuenta para un sistema de pago de caña efectivo. Todos los sólidos no solubles en caña se definen como fibra, de manera que el suelo en caña es considerado para efectos analíticos como fibra. El único método analítico que brinda una medida confiable del suelo en caña es el análisis de cenizas, usando

2.1 Sistemas de pago de cai'ia

un horno apropiado (corno una mufla diseñada para efectuar calcinaciones en recipientes cerámicos) para remover por combustión todo el marerial orgánico de las muestras de caña preparada. Esta es una medición indirecta del suelo en caña e incluye la ceniza natural en tallos de caña de aproximadamente 0.6 %. La ceniza natural tiene que ser descontada de la medición para obtener la ceniza proveniente del suelo. Desafortunadamente este es un análisis que demanda bastante tiempo. Con relación a esto, la adopción del análisis NIR para la caña podría proporcionar en el futuro un medio conveniente para cuantillcar el suelo en caña (M(I(/sen et al. 2003). Una cantidad excesiva de suelo en caña aumenta los costos de mantenimiento, conduce a incrementar las pérdidas de sacarosa, reduce la capacidad de molienda y la capacidad de las calderas, además de acarrear un mayor uso de combustibles suplementarios. En Australia se estima que los gastos de mantenimiento anuales imputables al suelo en caña son en promedio USD$1.4 millones por aiio en cada fábrica (Purdwsc y de Beer 1999). Esto representa en promedio 0.38 centavos USO/lb azúcar. Un estudio industrial realizado en Australia (Milford 2002). llevó entre otras cosas a hacer la siguiente declaración: "Se observó que los problemas más grandes eran el precio fijo/tonelada de caña cobrado por los cosechadores y el limitado rango de parámetros de la caña que son medidos. Ambos hacen difícil ajustar incentivos con relación a la calidad o el desempeño. Los entrevistados expresaron la necesidad de medir nuevos parámetros de la caña. incluyendo a los otros medidos actual mente, así como la necesidad de mejorar los análisis actuales y establecer sistemas de incentivos".

mulinos. Las dextranas sólo constituyen un problema cuando su contenido en el jugo se eleva por encima de aproximadamente 1000 mg/kg DS. En varios países esta nunca ha sido una verdadera preocupacit'm. pero en otros puede casi paralizar a una fúbrica en casn de infección severa. Esto generalmente es rcsulwdo de largos períodos de clima desfavorable. Elevados niveles de dextranas incrementan la viscosidad de las masas cocidas hasta el punto, en que en casos severos el azúcar prácticamente no se puede recuperar. mientras que en los menos severos, las dcxtranas reducen significativamente la velocidad de Jos cocimientos en tachos e incrementan la pérdida de azúcar en miel tina!. Adicionalmente, las dextranas en azúcar crudo son generalmente penalizadas por las relincrías (ver Sección 20.5.2) Las dcxtranas son fuertemente dextro-rotativas y por lo tanto afectan la determinación de sacarosa mediante polarización. El uso de plomo como agente de clarificación precipita a las dextranas de modo que su efecto en la lectura de poi resulta insignificante. El uso de plomo ha sido descontinuado en la mayoría de industrias y los agentes de clarificación alternativos no tienen este efecto. De este modo el efecto Je contenidos elevados de dextranas sobre el pnl en caña se ve determinado por el agente de clariJ!cación empleado. Adicionalmente. el organismo que produce dextranas a partir de la sacarosa incrementa el contenido de fructuosa, que es levo-rotatoria respeto a la glucosa y en algunos casos compensa rm\s de la cuenta el efecto de las dcxtranas en el poi, durante el análisis de caña. Estos efectos han sido señalados por M(l(/scn y Da y (2005 ).

2.1.5

2.1.6

Dextranas

Los componentes no-sacarosas en caña extraídos con el jugo generalmente aparecen en la medición de pureza del jugo y afectan la pérdida de azúcar en miel final. Hay un componente no-sacarosa que debe ser considerado individualmente, ya que este no sólo afecta la pérdida en mieles sino que también afecta severamente el procesamiento del jugo de caña. Este componente son las dextranas, que corno se presenta en la Sección 1.1. 7, no son un producto natural de la

caña. sino una consecuencia de la acción microbiana en cai'ía debido a grandes tardanzas (en particular con la cosecha mecánica) o en el mismo tándem de

Efecto en costos de fabricación

Los cnsros de procesamiento son determinados por las toneladas de caña molida. Si una fábrica tiene que procesar más caña (debido al contenido de materia extraña) para producir la misma cantidad de azt.icar. los costos de molienda se incrementaran correspondientemente. La necesidad de lidiar con jugos de devado color. quiós con mayor contenido de almidón, también incrementará los costos. Adicionalmente. la caña sucia está asociada con un

55

mayor contenido de suelo que incrementa el mantenimiento. reduce la capacidad de las calderas y conduce a un mayor consumo de combustibles suplementarios. Las ventajas de reducir la suciedad de la caña y de contar con caña fresca de menor contenido de no-sacarosas son considerables (R.cin 2005). Ambos factores conducen a zafras más cortas y a una reducción de los costos de procesamienlll y mantenimiento.

2.2

Sistemas de pago de caña

2.2.1

Opciones de pago

En la mayoría de industrias, los cultivos de caña no son propiedad de las compañías encargadas del proceso fabril. Por esto se requiere usar sistemas para el pago de caña que sean equitativos con ambas partes. La naturaleza del acuerdo entre fábrica y cultivadores puede tener un efecto signi ticativo sobre la eficiencia de la industria, pues este determina los incentivos para ambas partes y afecta la forma en que estas conducen sus operaciones. Entre las características de un buen sistema de pago se podrían incluir las siguientes: l. El sistema debe promover la rentabilidad global de la industria como un todo. " Cultivadores y procesadores deben repartir las ganancias de la venta de azúcar sobre una base acordada, de manera que se comparta el riesgo de precios variables del azúcar. 3. El sistema debe ser simple y fácil de entender. 4. Deberán existir recompensas adecuadas para los esfuerzos de ambos cultivadores y procesadores. 5. El sistema debe ser justo y equitativo. 6. El cultivador debe ser recompensado por su desempeño. bueno o malo y no debe ser afectado por el desempeño de la fábrica a la cual suministre su caña. 7. La fábrica debe ser recompensada por su recuperat:iém de azúcar a partir de la cuña. bueno o malo y mJ debe ser afectada por el desempeño del cultivador que suministre la caña. S. Se debe dejar espacio para efectuar '-\iustes que preserven la equidad entre cultivadores y procesadores luego de eventos fuera de control para el cultivador. p.ej. condiciones meteorológicas extremadamente adversas.

56

Aunque la caña se puede pagar simplemente con

base al peso de t:afia entregado, esto tiene el efecto desfavorable de estimular la entrega de alto tonelaje

de caña de baja calidad con elevado contenido de materia extraña. Un mejor sistema deberá tener en cuenta además el contenido de sacarosa en caña. Esto requerirá que el contenido de sacarosa de la caña de todos los cultivadores sea medido. Sería mejor aún. un sistema que tuviera en ~.:ucnta no sólo el contenido de sacarosa. sino también el contenido de azúcar recuperable en eaña. Como se indicó en la Secdún 1.1.1. la pureza del jugo de caña y el contenido de libra en caña afectan la canlidad de azúcar que puede ser recobrado a partir de la caña. Sin embargo, esta aproximación aún no toma en cuenta el efecto de la calidad de caña sobre la capacidad de molienda o el efecto del suelo u otra materia extraña sobre los costos de fabricación. En algunos casos es rentable para la fábrica brindar incentivos a los cultivi.ldores para mejorar alguno de estos factores específicos. En la mayoría Ue países el contenido de sacarosa varíi.l a Jo largo de la zafra. En varias industrias se tienen en uso sistemas relativos de pago de caña. Estos sistemas pagan al cultivador por su calidad de caña con respecto al promedio de la caña que se muele simultáneamente. Esto permite a los cultivadores suministrar caña al principio y al final de la zafra sin ser penalizados (Mi(/"ord 1989). Además esto también permite realizar la cosecha en grupo, sin riesgo de inequidad entre los miembros Uel grupo.

Fórmula TRS de Luisiana (Lcgendre 1992). Esta se basa en una extracción reduciUa de Deer igual a 91.90, ó nltemativamente en un valor de pérdidn Ue jugo absoluto % tibm de 56.67 y usa la fórmula Cwp para azúcar recobrado con base en una eficiencia de la casa de cocimientos del 96 %. Esta ecuación es:

Fórmula de azúcar recuperable para pago de caña

Diversos enfoques han sido empleados en diferentes países para pagar caña con base en el azúcar recuperable. Las fónnulas generalmente incluyen números específicos para la industria correspondiente. Fórmula CCS Australiana (Mi(f'ord 1989¡. Esta se presentó en la ecuación (2.6). También se ha empleado en Tailandia desde 1992, donde ha sido responsable del mejoramiento de la calidad de caña (Purchasc y de Bcer 1999).

"anh:ar recuperable" (SE) como s;) de caña, basümlose en una extracción estándar (95 % a 12.5 g fibra/1 00 g caña) y una recuperación en la casa de cocimientos correspondiente a pureza de miel final igual a 30. utilizando la siguiente ecuación (Saranin !975): J~

SE::;; k. ( 1- 1.-1-. 0.5667-w!-.r] [ ·.. . ( ] · \l,;c-0.4· 1 ~'w;c-ll'~;.c) 100- \I'FC

(2.8)

donde ~~'·ms.c es el azúcar teóricamente recuperable (TRS) expresado en g/100 g de caña. En Luisiana se expresa como Lb de azúcar recobrado por tonelada corta de caña. en cuyo caso tiene la forma:

l!'FC

/100). ( H\,,IJ

-

0.3.

(2.11)

11'[)\,IJ)

La constante k representa el coeficiente de la fúbrica. que t:s la proporción entre el recobrado de azúcar obtenido y el recobrado estündar. Un método para analizar caña utilizando prensado se adoptó posteriormente, donde el azúcar recuperable estimado, SR, se calcula como: SN=!UD·lr,.,· ( 1-u· __ /100) •

¡._(_

S·w,, 100

--·-+ (

102.5-/')

'

10

(2.12) TRS = [100- 56.tí7 ·

ll'•·.c ]· [ 100- \I'Fc

0.2Ra\c- O.OB · 1!'0 -.c] (2.9)

Esta aproximación también ha sido adoptada en maica.

Ja~

Fórmula de Valor Recuperable Sudafricana. Esta se basa en la fúmmla de ERC presentada en la ecuación (2.7). que ha sido modificada ligeramente. El valor del coeficiente a en la ecuación (2. 7) se ha aceptado como 1, dado que las pérdidas indetem1i~ nadas y otras pérdidas se presumen como responsabilidad de la fábrica. La ecuación es (Groom 1999): R\ 1 =

2.2.2

2.23 Reparto de ganancias entre cultivadores y procesadores

2 Evaluación y pago de t.:aña

1!'_\C-

0.35. \1'~.\.C- 0.02.

l!'F{"

(2.10)

El Valor Recuperable (RV) se expresa como g/100 g caila y representa un híbrido del azúcar recuperable y el valor del azúcar y mieles, pues el coeficiente h en la ecuación de ERC se ha reducido hasta 0.35 para rellejar el hecho de que la miel final producida a partir de no-sacarosas tiene algLín valor comercial. El valor de este coeficiente cambiaría si los valores relativos de azúcar y miel cambian. aproximándose a 0.5 a medida que el valor del azúcar relativo a miel final se incrementa. Reunión. La industria utilizó el análisis del jugo de primera extracción ( 1J) para estimar la cantidaLI

Valor de caña de azúcar en Brasil (Si/\'(/ 1989). El valor úc la caña está basado en una caña estándar con contenilio de azúcar ws_c =- 12.257 % y un recobrado total estándar de 86.54 %. Este se basa en una pureza del jugo de 83.87 y valores de pérdidas cstündar en ln fábrica. El precio pagado por tonelada de caña es por lo tanto: pr.:cio/ r,

= _,_.,;_,_ . recobrado SJM. P,~<, = 40

12.257

·precio

ba~e 1 t(.

B6.54

57

mente con el valor del azúcar producido. La fábrica enfrenta entonces todo el riesgo de 11uctuaciones en el precio de azúcar. Generalmente los cultivadores reciben alrededur Uel 60 % de las ganancias y la fübrica el 40 %. Estas cifras varían de un país al otro, según circunstancias locales, incluyendo la responsabilidad dellranspurte de caña, si la miel final y otros subproductos se incluyen en el fondo de ganancias a ser compartido y si los ingresos a repanir provienen de azúcar blanco ó azúcar crudo. Algunos de los sistemas adoptados en diferentes países fueron recopilados por Todd y Forber (2005). Existen tres diferentes aproximaciones para repartir los ingresos: (a) Sobre una hase industrial. Todas las ganancias son reunidas para, con base en una repartición previamente acordada, calcular un precio por tonelada de azúcar recuperable en caña. Esto requiere un solo canal de mercadeo. donde todo el azúcar es vendido por la industria o por las fábricas individualmente a un precio predeterminado. Con este arreglo, todos los cultivadores de la industria reciben el mismo precio por tonelada de azúcar recuperable, Jos cultivadores que suministran a una fábrica no son afectados económicamente por la eficiencia de procesamiento, y cada fübrica percibe la mayor parte de los beneficios relacionados con mejoras en su desempeilo.

(2.13)

Si/\'U ( 1989) indicó que este sistema para valorar la calía no considera al suelo y la suciedad en caña adecualiamente y que se requieren términos de corrección adicionales.

2.2.3

Reparto de ganancias entre cultivadores y procesadores

En la mayoría de industrias, el reparto de ganancias se estipula con base en los ingresos obtenidos por azúcar producido. En algunos casos este fondo de ingresos incluye también las ganancias por venta de miel final. Por lo tanto los cultivadores y los procesadores comparten pérdidas o recompensas del precio del azLícar. India es un ejemplo, donde el precio de la caña se llja sin ser relacionado directa-

(b) Sobre base individual de cada fábrica. Las ganancias se reparten de acuerdo a una base previamente acorUada. El resultado son precios de caña diferentes en cada fábrica y ganancias reci~ bielas por el cultivador que se ven afectadas por el rendimiento de la fábrica. Este sistema tiende a desfigurar el incentivo que una u otra parte pueda tener para mejorar su desempeño, pues el benelicio serü compartido con la otra parte. Esto desalienta a la fábrica para invertir en mejoras de rendimiento y desalienta a los cultivadores para mejorar la calidad de caña. La inversión realizada por las fábricas tiende a concentrarse en reducción de costos, a partir de Jo cual ellas retendrán todo el beneficio. No obstante. hay mayor facilidad para negociar cambios en los sistemas de pago de caña sobre la base individual de cada fábrica.

Rt')i·n'IWias ¡Jtig. ó5

SH

(e)

1 Evaluación y pago de caña

Tarifa de procesamiento pagada a la fábrica por tonelada de caña procesada. El costo de prm:esar caña es generalmente proporcional a las toneladas de caña molida. Para superar las desvent;:~as de lns dos aproximaciones anteriores. a partir de las ganancias se puede pagar a cada fiibrica una tarifa de procesamiento por tonelada de caña molida. Esta es la base del sistema de pago Australiano. La fórmula para el pret:io pagado en AS/tonelada de caña es:

precio/ fe= precio/ fs.

(~~~).e~~~ 4 + 0.328 (2.141

Cuando esta fórmula fue introducida en 1915, el CCS (ver ecuación 2.6) promedio en caña era 12 %. A las fábricas fueron asignadas 4 unidades que representaban una repartición de 2/3:1/3 -lo que explica el término (CCS- 4). El recobrado promedio de CCS en fábrica era 90%, lo que explica el factor (90/100). Desde ese entonces el recobrado ha aumentado hasta valores por encima de 100, a beneficio del prm:esador, mientras que el ces ha incrementado hasta por encima de 14, a beneficio del cultivador. El fnctor 0.32R viene de un ajuste posterior a la repartici6n relntiva, pero su efecto es pequeño y puede ser pnícticarnente despreciado. Esta fórmula proporciona fuertes incentivos al cullivador, pues el retorno por unidad de ces es mayor con contenidos elevados de ces. reflejando el menor costo de procesamiento en fábrica. El sistema ha servido satisfactoriamente a la industria Australiana y explica probablemente en parte la eficiencia alcanzada.

2.3

Muestreo de caña

Un requerimiemo fundamental para el pago de caña es tener un sistema de muestren confiable y representativo. Esta no es una tarea simple. pues la caña no es un material u ni forme. En algunos casos el análisis de Jotes de caña se utiliza únicamente para determinnr la distribución de ingresos entre cultivadores y la exactitud absoluta de la información generada no se considera importante. Sin embargo, la magnitud del esfuerzo y los costos implicados en un

sistema de muestreo y análisis de caña son tales que vale la pena esforzarse también para generar datos que sean precisos. T;_LI información puede ser muy valiosa en la búsqueda de un buen sistema de control de eficiencia en fúbrica. En la mayoría de industrias la caña es muestreada, mientras que en otras se utilizan muestras del jugo de primera extracción para derivar el análisis de la caña. Para lograr un muestreo representativo con propósitos de pago o balance de masa, no se requiere muestrear cada entrega de caña. Con un buen sistema de muestreo que sea representativo, el muestrear sólo un tercio de las consignas no conducirá a ninguna pérdida de exactiLUd. En industrias de azúcar tales como India y Kenia. donde hay decenas de miles de cultivadores independientes. el muestreo de cnña es impráctico y por lo tanto se requieren esquemas menos sofisticados.

2.3.1

Sonda mecánica o tubo mues· treador de caña (core sampler)

La sonda mccúnica se utiliza para extraer muestms de caña de vehículos de cmrega justo antes de ser descargados. Esta consiste de un tubo rotativo, de 150 a 200 mm en dliimetro con dientes cnrtantes en su extremo libre. El tubo penetra a la caña en el vehículo desde aiTiba o desde un lado. cortando una muestra cilíndrica y profunda de caña que es descargada del tubo una vez que este ha sido retirado. Es importante que la sonda se conserve afilada para lograr un corte limpio de la caña. Una sonda desafilada empujara más suciedad dentro de ella y causará errores en la extracción de jugo. La sonda que entra por arriba, usualmente con una inclinación de aproximadamente 45° es preferida. ya que esta tiende a suministrar una muestra más representativa. Si toda la caña se apila en la misma dirección, es probable que todo el tallo entero de caña sea muestreado, siempre que la longitud de penetración de la sonda sea sulicieme. Las sondas de entrada lateral tienden a muestrear preferencialmente una parte del tallo de caña. Las sondas de entrada lateral a altura fija no snn recomendables ya que el vehículo puede ser cargado de tal manera que material de baja calidad y/o materia extraña no sean muestreados. El esquema de una instalación típica se presenta en la Figura 2.1.

1.3.1 Compuerta de muestreo

59

materia extraña presente. La sonda de muestreo es un método aceptado por ICUMSA (Anon. 2005). Método OS 5-7 ( 1994 ).

2.3.2

Figura .!.1: Snnda rnecünka de entrada por arriba (cure ~amplerl

Generalmente la muestra extraída estii entre 1O y 15 kg. que se deben preparar hasta un tamaño de partícula más tlno antes de ser sub-muestreada. El desmenuzador Reitz solía ser utilizado con este fin, peroJos desintcgradores-cortadores tipo Jcffco brindan un grado de preparación mucho mejor. En Luisiana. se emplea extensivamente un des librador de diseño Cuneen. el cual estii posicionado de modo tal que la sonda muestreadora descarga la muestra directamente en el desllbrador. Este sistema fue ideado originalmente para muestrear tallos de caña entera. peru en lugares donde se ha pasado a cosecha mecánica. el sistema continúa aún siendo utilizado. Sin embargo. a menos que los dientes cortantes se mantengan alilados permanentemente, la sonda tiende a empujar a los trozos de caña fuera de su recorrido, lo que lleva a un tamaño de muestra mucho menor. La ventaja de muestrear caña al momento de su entrega en la báscula estii en que la identidad de las diferentes entregas nn tiene que ser seguida después de su descarga. Además la muestra del cultivador no es afectada por deterioro debido a tardanzas en los p
Compuerta de muestreo

Se puede obtener una muestra de caña buena y representativa después de la deslibradora ya que estará bien mezclada y serú más homogénea. Sin embargo, la compuerta de muestreo debe cubrir todo el ancho del conductor de caña y muestrear a todo lo alto del colchón de caña, pues normalmente se presenta algún gmdo de clasilicación por tamaño de partícula a través del colchón de caña y a lo ancho del conductor. La muestra se toma empleando una compuerta il todo lo ancho del fondo de acero del transportador de tablillas, la que se abre en contra de la dirección del flujo de caña. Esto se ilustra en la Figura 2.2. En caso de tener bandas transportadoras se utiliza un arreglo diferente. La caña que cae luego del eje supelior del conductor se desvía a un transportador de tornillo con intervalos predeterminados. También en este caso se toma muestra a todo lo ancho. Esto se ilustra en la Figura 1.3. Un arreglo alternativo utiliza una compuerta de muestreo basculante a todn Jo ancho ubicada debajo del eje superior del conductor de banda o tablillas en un punto de transferencia. Esta se balancea a través del flujo de caña preparada que cae del conductor, capturando muestra a todo lo ancho a medida que atraviesa el tlujo de caña. Debido a que el muestreo abarca todo el ancho del conductor, la muestra obtenida es consecuentemente grande. En Suráfrica una entrega de 10 t requerirá que se tomen ocho muestms de 25 kg cada una, lo que hace importante realizar un mezclado y sub-muestreo apropiados. Esto generalmente se realiza automáticamente con una serie de conductores muestreadores, que además retornan hL muestra sobrante al conductor de caña (/11111a11-Bambcr 19R9). Detalles de sistemas de muestreo en uso se presentan en el Manual de Laboratorio Sudafricano (2005) y en el libro de métodos ICUMSA (Anon. 2005). Método GS5-5. Este sistema tiene la desventaja de que si la caña se almacena en patios de cnña, la identidad de cada entrega de cafia debe que ser mantenida hasta que la caña sen procesada. Se ha mostrado que una com-

60

2 Evaluación y pago de caña

2.4 Métodos de análisis

sea incluida en la muestra. Normalmente el sistema de ufiada de cafia se opera hidráulicamente para incrementar la maniobrabiliclad de la cuchara med.nica durante el muestreo. Se cree que el muestreo con uña mecünica conduce en general a un valor del contenido de sacarosa muy alto y de la fibra muy bajo.

2

2.3.4

/

/

/

/ /•

/

l

Figura 2.2: rvluestreadur de compuerta deslizante a todo In ancho del fondo de un eonductnr de tablillas

1 Fundo de! cnnduc\ur; 2 Tolva del molino; 3 Compuerta de~lizanw: -l- Actuador neumático: 5 Transportador de muestra

puerta de muestreo es más económica que la sonda mecánica, tanto en términos de capital como en gastos de mantenimiento {Brokenslw 1984 ). Este estudio mostró además que la desviación estándar de la sacarosa y libra contenidas en caña es menor con un muestread m de compuerta en compuración con la uñada mecánica y la sonda mecánica. La Tabla 2.2 presenta Jos resultados. El trabajo realizado por Brokellslw ( 1984) sobre muestreo de caña le condujo a conduir que "'la compuerta ele muestreo es sin eluda müs eficiente, mnveniente y barata que la sonda mecánica". Broke11slw ( 1990) confirma aclemüs que la repetitiviclad del poi % caña y fibra (;{J cafia es mejor con compuertas ele muestreo.

Figura 2.3: Mucstrcatlor con wmpuerta bas<.:ulante a todo

lo ancho para muestrear con conductor de hantla 1 Contluctnr de bantla: 2 Tolva del molino; 3 CornpuerJa bascul:mte: 4 Puerta de descarga; 5 Transportador de muestra

2.3.3

Muestreo con cuchara mecánica -'uñada' de caña

El muestreo por 'uñada' de caña ya no es usualmente utilizado para prop¡Jsitos ele pago. Este sólo puede ser usado con tallos enteros de caña. La muestra se toma con una uña mecánica luego de que la caña ha sido descargada del vehículo. Ya que sólo la superficie supedor puede ser muestreada, es improbable obtener una buena estimación de la materia extraña. particularmente del contenido de suelo. Los dientes tle la uña deben ser mantenidos agudos y diseñados para conseguir una "mordedura" limpia, de muelo que la suciedad de tallos no muestreados no

Tabla 2.2: Desviación estündar de los an:l!isis utilizando diferentes procedimientos tle muestreo (Brof.:enslw 19H4)

Compuerta de muestreo Uña mccünica Sontla mecánica

Jugo de primera extracción

2

Contenido de Poi en g/100 g de <.:aña

Contenido de Fibra en g/100 g de caña

0.43 0.76 1.10

1.04

UD 1.9S

Varias industrias azucareras, tales como Austrnlia y Florida, confían en la obtención de muestras del jugo de primera extracción del tándem de molinos y establecen el análisis de la caña a partir del anülisis de este jugo. La ventaja de este sistema está en que es fácil obtener una muestra representativa de cada entrega de caña. La desventaja está en el hecho de que el análisis depende del desempeño del molino. flugot ( 1974) afirma que debido a esta nmín, el jugo primario del primer molino en lugar del jugo de primera extracción de la maza cañera es un prediclor rmis conllable de la sacarosa en caña. El jugo es colectado del sistema de alimentación forzada (si está instalado) y de la maza cañera del primer molino. Se suelen utilizar conos de malla invertidos para filtrar el jugo y separarlo de partículas de bagazo (MiUórd 19R9). En la mayoría de los casos. el jugo se bombea directamente al laboratorio de la fübrica donde se efectúan el sub-muestreo y anülisis. Este sistema no puede ser empleado en caso de contar cun difusores de caña, pues no existe muestra tlel jugo de primera extracción.

2.3.5

Seguimiento de la caña

Cnn excepción de la sonda mecúnica, tudo método de muestreo requiere un sistema para seguir cada entrega de caña individualmente hasta el punto de tllllCSLrco. Esto es fácil de lograr electrónicamente. utilizando tacómetros en los conductores de velocidad variable de manera que la llegada Je la entrega hasta el punto de muestren pueda ser detemlinaJa exactamente. Cuando una nueva entrega alcanza el punto de muestreo, se deja pasar un lapso de tiempo calculado antes de iniciar el muestreo, de modo que cualquier mezclado, de entregas consecu.tivas, que se puctla presentar no afecte a la muestra.

61

2.4

Métodos de análisis

2.4.1

Método de prensado

Este método utiliza una prensa hidráulica para exprimir el jugo de la muestra de caña preparada a una presión estándar durante un tiempo determinado. El jugo exprimido se analiza para determinar poi y ROS, mientras que el residuo o 'taco' de fibra se pesa y analiza para detenninar la humedad. Con unos pocos supuestos, la composición de la cai'ia puede ser entonces calculada. Este sistema fue introducido en Luisiana en 1976 y está actualmente en uso en todas las fábricas de esta región. Desde sus comienzos, se le han efectuado pequeñas modificaciones. Una muestra de caña preparada de 1000 g se exprime con una prensa hidráulica a una presión hidrüulica ajustada para ejercer sobre la muestra una presión de :25.3 MPa (3650 psig) durante 1 minutos. El jugo exprimido del fondo perforado se recolecta y analiza para determinar poi y ROS. Una muestra del jugo se centrifuga para deterrninar el volumen sedimentado. Alrededor del 30 % del suelo en caña es exprimido con el jugo (Legmdre 1992) y utilizando un factor. éste se convierte en una masa de sólidos que se incluye en el cálculo del contenido de fibra. Se parte del supuesto de que el jugo exprimido tiene el mismo mntenido de sólidos disueltos que el jugo que pemmnece en el taco de bagazo. Inicialmente no se dejó lugar para considerar al agua libre de Brix y se encontn) que el procedimiento brindaba estimaciones del contenido ele sacarosa demasiado elevadas. entre 3 y 5 %del valor de sacarosa. En 199R una correcci¡)n que incorporó agua libre de Brix igual a 30 % (en lugar del habilual 25 %) fue introducida para obtener un contenido de pul en caña que coincidiera cun el análisis directo. Esta se denomina como la corrección .fibraque y conduce a resultados más satisfactorios. Sin embargo, Madse11 et al. (2003) moStraron que de manera consistente el contenido de poi en caña del método de prensa es ligeramente más alto que el obtenido por análisis directo de caña. El contenido de fibra H'Ec se calcula como si no hubiese agua libre de Brix y el resultado se multiplica por 1.3:

~~'w."

(100-H'ns.J)

l

(2.15)

Ue{erl-'lldus ('tig. 65

2.4.3 Jugo de primera extracción

2 Evaluación y pago de caña

62

donde w 11 .c se refiere a los g de residuo/1 00 g caña. ll'os.J al Brix del jugo y ll'w.R a los g de humedaU/ 100 g residuo. El contenido de sacarosa ll's.c y ROS H'ns.c de la caña son calculados como:

IFS.J ·(100-H'F.C) 11 's.c

lOO wns.J.

11 'ns.c

(2.16) 1\'l·.C

(too -H'l'.c). Z 100

de cülculos simplillcados, basado en comparaciones de los resultados del prensado con análisis directos de caña. El también incorporó la relación entre la fibra y las proporciones de contenido de sacarosa y RDS en el jugo de la caña y el extracto, y obtuvo el siguiente conjunto de ecuaciones:

(2.17)

(2.21)

= 0.5 • \j'F.R

ll's.<· =(l-1.24·11'1...c)· ll's.J

poi y RDS. Una sub-muestra de la caña preparada t:s st:cada en un horno hasta peso constante para detaminar el contenido de humedad. El contenido de fibra se determina por diferencia. Lns detalles se presentan en el Manual de Laborawrio Sudafricano (2005) y en el Método ICUMSA GS5/7-l (Anon.2005). Para los cálculos se asumen 25 g lk agua libre de Brix por 100 g de fibra. Las ecuaciones empleadas son:

(2.22) 1{){)-

El fi1ctor de corrección Z se deriva empíricamente para obtener una pureza del jugo absoluto cercana al valor medido por análisis directo. Es una función que depende ligeramente de la masa de residuo, así:

Z = 1.15-0.0018 · ( 100 -ll'rcc)

(2.1R)

La suposición de que todo el jugo exprimido y el jugo que permanece en el residuo de bagazo son idénticos es incmreda. Se ha encontrado que la proporción entre el azúcar en el jugo en cuña (jugo absoluto) y el azúcar en el jugo exprimido tiene un valor menor a una unidad (Sanmin 1975 ). La propon:ión se reduce a medida que el contenido de fibra se incrementa y además está afectada por d grado de preparación de la muestra. Adicionalmente, Bmkens/1{1 et al. ( 1976) encontraron que esta proporción varía con la variedad de caña y el contenido de suelo en caña. Hugot (1974) empleó un enfoque aún más simple para derivar el anülisis de caña, asumiendo que el contenido de fibra en caña ll'F.c es directamente proporcional a la masa de la torta prensada. El propuso: ll'¡:.c = 0.058 ·m- 0.9

(2.19)

domle 111 es la masa de tona en g obtenida de una muestra de 1000 g. Hoarau en Reunión demostró que la proporción entre los contenidos de sacarosa en caiia y en el extmcto prensado es igual a la proporción entre las cantidades de jugo en caña y de extracto. Con base en este hallazgo. 1-/ugot propuso una relación para el contenido de sacarosa en caña ll's.c en términos del contenido de sacarosa en el extracto )l'sJ: ll's.c = ( 1-

[ .285. wF.c). ~~'s.J

(2.20)

De igual manera Sarani11 (1986) propuso el empleo

1\'DS.C

= ( 1-1.68' IFF,C).

1\'DSJ

ll'w.c -

lllc-1-111\\' --. 1\'lls.J

(2.23) 1-0.0125-wll~J

Bmkensha et al. ( 1976) mostraron que relaciones simples entre fibra en caña y masa de torta prensada (ecuaciones (2. 19) y (2.21)) no son válidas bajo todas las condiciones, particularmente cuando se tiene suelo presente en la caña. Madsen et al. (2003) mostraron que el método de la prensa subvalora severamente al contenido de Jlbra cuando el contenido de suelo es elevado. Sin embargo. Saranin ( 1975) señahí que en Reunión el cambio al anülisis con prensas ha probado ser más exacto que el método del jugo de primera extracción. aunque fué necesario remplazar los molinillos de marti11os con desintegradores-cortadores para conseguir una mejor preparación de la muestra y se hizo necesmio un control del muestreo más estricto.

2.4.2

Método de desintegración por vía hún1eda

Este método es generalmente considerado como el más exacto, pero ha sido calificado corno muy costoso como para realizarse de manera rutinaria (Sara11i11 19X6 ). Este método es usado en Suráfrica y se le conoce como Análisis Directo de Caña ( DAC), que involucra la desintegración de una cantidad determinada de caíia en una cantidad estándar de agua (generalmente 1000 g de caña y 2000 g de agua). Existen varios diseños disponibles de desintegradores vía húmeda. Esencialmente e\ desintegrador consiste de un tazón de acero inoxidable. preferiblemente refrigerado con agua. en el cual cuchillas agudas de acero endurecido giran a alta velocidad. Luego de 10 minutos, la muestra esta completamente desintegrada, obteniéndose una mezcla de jugo y fibras finamente desintegradas. Una muestra del extracto se remueve y cuela para luego determinar

(2.24)

(1.25)

La proporción se determina a partir del balance de masa total deltúndem de molinos. ajustúndose para obtener el contenido de poi en caña y el promedio del contenido de poi en jugo de primera extracción, durante un mismo período. Normalmente la proporción de Java se obtiene con base en cifras semanales Lle los anúlisis y el balance de masa. Este es un sistema simple y fácil de evaluar, pero no determina aLiecuadarnente la calidad individual de cada entrega de caña. La proporción de Java asume que el contenido de fibra es el mismo para toda entrega de caña, lo cual es obviamente incorrecto. Esto puede ser corregido en caso de contar con un contenido de libra que pueda ser asignado para cada entrega. En Australia se cuenta con balances de masa separados para los molinos. En este caso el contenido de ROS y sacarosa en caña es calculado según las ecuaciones siguientes:

(2.26) 11

domk: me masa de caña y mw masa de agua. Cnrnn alternativa el contenido de llbra puede ser dett:rminado directamente. En Australia esto se hizo JavanUo cuidadosamente una muestra de la caña finamente preparada en una bolsa de calicó (tela de alg:udún). Actualmente este método ha sido remplazaJo por uno distinto (Louglmm el al. 19HX) que involucra el bnrnbeo de agua a través de una muestra Je masa conocida (500 g) de caila finamente preparada en un cono de acero inoxidable con fondo de malla 120. Después de que la muestra ha sido lavada minuciosamente. es secada en el mismo contenedor soplanJn aire a 105 "C a través de la muestra hasta peso constante. Este es denominado como el método de la fibra de cubilete (can fiher method).

2.4.3

Jugo de primera extracción

El contenido de sacarosa del jugo de primera cxtruccilln se multiplica por una proporción determinada para todas las entregas de caña durante un período específico. Esta proporción se denomina frecuentemente como la proporción de Java. que puede ser representada como: pul% caña propnrcilín de Java = ~-:-:::-o--''=:..::_:::::::__~~ pol r;;, jugo primera extmccilín

(2.27)

63

's.c = 11\u ·

100-(II'F,C +5) lOO

11 'ns.c = ~~'us.u

. 100-(1\'F.C 100

(1.28)

-t-3) (1.19)

La justificación de los factores de colTección 3 y 5 en estas ecuaciones es que parte del agua en caila no está asociada con los sólidos solubles y que la sacarosa y no-sacarosas se comportan Lle manera dislinta durante la molienda, requiriéndose pm lo tanto dos factores.

2.4.4

Medición precisa de sacarosa por cromatografía

Ambos, OC (cromatografía a gas) y HPLC (cromatografía líquida de alta presi6n) pueden ser usados para obtener una medida precisa de sacarosa que no es afecwda por la presencia de otros componentes ópticamente activos (otros azúcares y polisacáridos). Esto proporciona una medidü más exucta de sacarosa que nn es afectada por componentes no-sacarosas. cuya concentración cambia durante la zafra y de una zafra a la siguiente. Esto también provee infurmacirín útil sobre la concentraci{m de mnnnsacüridos. Desde 19X 1 se han venido analizado muesLras compuestas semanales del jugo diluido de fábricas sudafricanas utilizando OC para obtener una medida exacta de sacarosa, fructosa y glucosa.

lh:fáem:ía.1· l'li¡;. ó5

2 Evaluación y pago de caña

La proporción pol/sacarosa así obtenida se aplica al balance semanal del molino para tener una medida de la sacarosa real en caña y en jugo diluido. Aparte de suministrar datos más confiables para prop6sito de pago de caña, esto también proporciona información más exacta para el control de fábrica y la valoración de las pérdidas (ver Sección 25.2).

2.4.5

Mediciones NIR

La Espectroscopia de Reflectancia en el Infrarrojo Cercano (comúnmente denominada NIR) utiliza técnicas para medir la absorbancia de longitudes de onda de luz cercanas a la región infrarroja, sea midiendo la transmisión a través de la muestra ó por reflectancia de la muestra. Los antecedentes de estas medidas se presentan en la Secciün 25.1. Esta es una técnica usada ampliamente en muchas empresas agro-industriales. La técnica es en teoría capaz de ejecutar múltiples anülisis de manera rápida y conveniente. Esta proporciona resultados rápidamente. tomando entre uno y dos minutos y requiriendo poco trabajo. La técnica puede suministrar resultados más exactos, más rápidamente. sin insumos químicos y con menos labor que cualquier otro método. Sin embargo, esta es una técnica de medición secundaria. es decir depende de ser calibrada contra otras mediciones. La exactitud de los resultados no es más alta que la de los análisis primarios sobre los cuales se basan las calibraciones. Dos enfoques para el análisis de caña han sido investigados. El primero mide la sacarosa, sustunciu seca, fibra y contenido de humedad directamente en una muestra de caña bien prcpurada. El segundo mide los contenidos de sucurosa y sustancia seca en el jugo de primera extracción para prupósitos de pago de caña. El NIR se ha usado rutinariamcnte durante muchos años pura la evaluación de variedades de caña en Australia (Brothertoll y Berding 199R). en Colombia (Larralwndo el al. 2001) y en Suráfrica (Meycr 1998). Esto ha conducido a la aplicación del NIR en estos países para el anúlisis directo de cafi.a. El NIR además ha mostrado proporcionar una evaluación válida de la calidad de caña: el método es mucho más preciso y se ha reportado que su error es mucho menor que con el método de amílisis de caña tradicional de Luisianu (Edyc y Clurke 1996).

Referencias Capítulo 2

1.5 1.4

1.3 1.2 1.1

~

1.0 0.9 .3 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 03 ~

800

1000 1200 1<100 1600 1800 2000 2200 Lonqitud de onda en nm

Figura 2.4: Espectro promedio de muestras de tallos de caña madura dcsinLcgmdas, fuente Herding y Brotherton (]1)1)1))

Las medidas en sustratos sólidos son intrínsecamente más difíciles, pero potencialmente más ventajosas. Al utilizar muestras grandes de caña preparada, el sub-muestren es un problema menor. La preparación de muestras y su introducción al instrumento son aún detalles importantes que están recibiendo una cuidadosa atención. Un espectro típico de caña desfibrada en la Figura 2.4 muestra el dominio de los picos de humedad (~ l440y l920nml. El NIR ha sido usado para monitorear en línea la caña a través de la ventana de la tolva del primer molino en Mulgruvc, Australia (Stwlllt0/1 ct al. 1999), La principal razón de esta aplicución es medir el contenido de libra en caña para usarle en las ecuaciones (2.28) y (2.29) en el cálculo del poi y contenido de Brix en caña. Sin embargo se ha encontrado que puede ser usado para estimar directamente otros parámetros tales como poi en células abiertas {preparución de caña), contenido de cenizas, materia extraña e incluso algunos componentes inorgánicos. Lo sorprendente estü en que los elementos inorgünicos no interactúan con la luz cerca a la región infrarroja. Se supone que esto podríu ser una consecuencia de la interacción de estos elementos con el agua, que tiene una respuesta fuerte. El uso del NlR paru la estimación de libra hu sido aplicado exitosamente en varias fúhricas de Australia y Fiji (Habib et al. 2001 ). Sin embargo se requiere que la tolva del molino pemmnezca relativamente llena para evitar vacíos y que la preparaciün sea al menos tan buena

cnmo uquclla obtenida con una müquina desfibrado~ ra de trubajo pesado. Un instrumento Foss lnfmcana fue probado en una f;ihrica de Luisiana. Este incorpora un desinte!!nldor-curtador JeiTco que efectúa una preparación intensiva. para luego formar un colchón uniforn1e de caña S(Jbre un conductor que pusa por debajo de la cabeza del scnsur NIR (Mm/sen et al. 2003 ). Luego de ser calibrado usando análisis directo DAC, este equipo rnostr6 un funcionamiento adecuado para realizar análisis directo de caña. En el proceso de validación. se obtuvieron errores está11dar de 0.33 y 0.70 para los contenidos de poi y fibra en cai'ia. También fué posible generar una ecuaciün de calibración para la ceniza en caña. Cada anúlisis se completó en menos de dos minutos, a diferencia de varius horas con otras técnicas. Ahorros sustanciales en costos laborales y en productos químicos han sido posibles cnn esta técnica. Resultados mucho mejores que aquellos reportados por Edye y C/urkc ( 1996) fueron atribuidos a mejores calibraciones primarias y a una mejor forma de preparar la muestra y llevarla al equipo de medición. E! trabajo de un sistema en líneu para caña desfibrada deSlTÜO por Schi{fjfer et al. (2003). lo muestra como preciso. libre de tendencias y conveniente para aplicaciones en línea automáticas. La caña proveniente de un sistema de muestreo de compuerta rué alimentada a una columna donde la mcdiciün se realizó manteniendo una altura de caña constante. Se recomienda realizar arreglos especiales para eliminar el efecto de vibraciones. Los errores estündar de predicci()n fueron de 0.5 y O. 9 en poi y fibra en cañu. Las mrrdaciunes de ceniza fueron decepcionantes, pero hay que tener en cuenta que fueron obtenidas sobre un rango limitado del contenido de ceniza. La aplicaci(m del NIR en amí.\isis de jugo con prnpüsito de pago de caña en cuatro fábricas de Florida fue entregada pnr Jolmsol/ (2001 ). Una gran vent¡Jja l'ue el anúlisis rápido de las muchas mue;tras que se manejan en f<íbricas grandes. Paru ello. selleVtJ a cabu una actualización rulinaria de los modelos de calibración y se trató de cubrir un rango amplio de valores para mejorar la estructura de la poblacicln. Los resultados han sido excelentes y la técnica se busca imroducir en todas las fúbricas de Florida. Así. reducciones en costos de USDS 15 000 por año cnm:~spondicmes a insumus fueron determinadas en el laboratorio de una fábrica. Duramc la zufra de 1994 en San Paulo. Brasil. la

65

técnica NIR fue probada en campo por Cnpersucar y los resultados condujeron a la aprobación del NIR

como una técnica aceptable para el análisis de poi y Brix en el jugo de caña. La técnica está en uso para el pago de caña en fábricas del estado de Sao Paulo (Petasen 1999). Sin embargo. calibraciones universales no han sido aún desarrolladas y la calibración todavía tiene que actualizarse rutinariamentc. Es indispensable contar con un operador o supervisor experimentado en la técnica y que sea prudente con los análisis para mantener los errores NIR u un mínimo (Jo/msol/ 2001 ).

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2 Evaluación y pago de caña

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67

69

ó8

3

SUMINISTRO Y MANEJO DE CAÑA DE AZÚCAR

3.1

Cosecha, transporte y almacenamiento de caña

3.1.1

Métodos de cosecha

La cnsccba de la caña se realiza manualmente con múquimJs cosechadoras. Aproximadamente el SO 1:C d~ !a caña de azúcar del mundo todavía se cosecha a mano (Mcycrct al. :2005 ), pero hay industrias tales como Australia y Florida, Luisiana y Texas en los Estados Unidos de América, así como productores müs pequeños como Papúa Nueva Guinea, donde toda !a caña cultiv<Jda es cosechada mecünicamcntc. En Argentina. Brasil, Colombia, Guatemala, Indonesia y Sudán, la proporción de caña de azúcar que es cosechada mcc::ínicamcnte estú incrementando progresivamente. Hay muchas razones que explican por qué países productores de azúcar han transitado a sistemas de cosecha mecánkos. Éstas incluyen el desinterés o escascs de carteros para cosechar la caña. altos costos de los jornales y/o bajo rendimiento laboral. ¡1

Cosecha mec::ínica versus cosecha manual.

í[email protected] www.anton-paar.com

En muchos países con bajos costos de mano de obra, es aún müs económko cosechar la caña manualmente. En casos donde la topografía incluye teiTenos indinados y montañosos. la cosecha mednica no es viable porque las máquinas cosechadoras no pueden ser usudas en este tipo de terrenos. En la mayoría (]e casos. el corte manual conduce a menos pérdidas en el campo y mejor calidad de caña que 1~ cosecha rnecünica. Con cosecha manual, la caña se corta y se apila en hikras o churras. Las hojas y los cogollos

pueden ser removidos por el corte ro antes de apilar la caña. En otros casos la caña es descogollada cuando se encuentra tendida en el suelo. La cosecha manual puede incluir el uso de alzadoras mecánicas. La carga manual conduce siempre a mejor calidad de caña con menos limitaciones respecto a las condiciones del campo, pero es cada vez menos común. Con carga mecánica, el modo de operación de la alzadora es importante, pues una operación incorrecta puede causar que grandes cantidades de suelo del campo y rocas sean cargados con la caña ( \fignes 1980). Esto es particularmente importante cuando caña en choITas es amontonada a empujones. Altemativamente los corteros pueden formar pequeíias pilas de caña en los campos, minimizando la posibilidad de recoger cantidades excesivas de suelo y rocas.

Tallo entero versus trozos de caña. Los sistemas de cosecha mecánicos pueden comprender cosechadoras de tallo entero o cosechadoras trozadoras. Las cosechadoras de tallo entero generalmente cm1an los tallos por la base y arriba cerca del último entrenudo maduro, apilando la caña en el suelo para su posterior recolección con equipos cargadores. Las cosechadoras combinadas cortan la caña en trozos de !50 a 300 mm de longitud que son deposilaLios directamente en vagones o vehículos de transferencia a medida que la caña sale de la cosechadora. Lascosechadoras de tallo entero son más eficientes cuando la caña es erguida y el tonelaje es relativamente bajo. Existen cosechadoras de tallo entero de uno y de dos surcos. Los costos operativos de cosechadoras de tallo entero son generalmente inferiores que con las cosechadoras combinadas. pero en sitios donde el tonelaje de caña es alto y la caña se puede enredar.

f 70

3. J .1 Métodos de cosecha

3 Suministro y manejo de caña de azúcar

las cosechadoras cmnbinudas trnzadorus son la úni~ ca opción Ue cosecha mecánica. Las cosechadoras combinadas son además la única opción realista para la cosecha de caña verde. Las pérdidas son más altas con cosechadoras combinadas, no solo por las pén.lidas físicas sino también por la pérdida de jugo y de fragmentos de cuña debido a los numerosos cortes efectuados. Pérdidas de azúcar en la cosecha de 5 % a 15 % son comunes con caña verde, mientras que en general son inferiores con caña quemada (Siciltcr ct aL 2005, Whiteing et al. 2004). Hay muchos fm:tores a considerar en el momento de implementar un sistema de cosecha totalmente mecanizado ( Ccmto et al. 1996, Meyer 1999). En tém1inos de diseño y preparación del campo se debe prestar atención a lo siguiente: Cabeceras de campo adecuadas para girar la cosechadora al final de los surcos. Campos suficientemente llanos y sin rocas para la operación segura de cosechadoras y equipo de transporte. Operaciones de cultivo compatibles, incluyendo la linealidad de los surcos (perfil de surco para minimizar pérdidas de caña sin alzar por la cosechadora) y diseño apropiado de canales de desagüe. Longitud óptima y número óptimo de chorras y capacidad de vehículos de transporte adecuada para la operación eficiente y rentable de la cosechadora. Distancia entre surcos compatible para la caña y la maquinaria. Con cosechadoras combinadas de un solo surco, tanto las ruedas de la cosechadora como las ruedas del vehículo ele transporte atraviesan cada entresurco dos veces. Cuando se opera en cultivos pequeños y erguidos, las cosechadoras combinadas modernas tienen pocos problemas para juntar y alimentar los tallos de caña a la cosechadora. A medida que el cullivo de caña es más extenso y enmarañado. la cosechadora deberá alinear y enderezar los tallos de caña a lo largo de la chmTa pura poder ser alimentados a lagarganta de la máquina. Al operar con cañas recostadas es más difícil juntar y alimentar eficientemente a la caña. resultando en una alimentación más errática de la máquina (Davis y Norris 1002). La eficiencia de las máquinas cosechadoras y daños al suelo son aún problemas significalivos. Estos efectos son más evidentes en cultivos irrigados de alta productividad.

Pérdidas y materia extraña. Las pérdidas de trozos de caña en cosechadoras combinadas son inversamente proporcionales a la longitud de los trozos. Por otro lado, estas pérdidas son proporcionales a la velocidad de cosecha (es decir la tasa de material procesado por la cosechadora), la agudeza del filo de las cuchillas, la relación entre la velocidad periférica del cortador y la velocidad del tren de alimentación. y a las características de la caña (Hockings et al. 1000). La pérdida por limpieza al cosechar caña sin quemar es usualmente la mayor causa de pérdida cuando se utilizan cosechadoras combinadas trazadoras. Sin embargo, las pérdidas también pueden ser altas con caña quemada si la velocidad del ventilador extractor es excesiva. Velocidades del ventilador más altas reducen la materia extraña, pero también causan mayores pérdidas de caña (de Beer et al. 1996, Wltitcing et al. 2004). Generalmente, la pérdida de caña es baja con velocidades del ventilador que representan una velocidad de la punta de las aspas por debajo de 70 m/s; sin embargo, los niveles de la materia extraña (EM) removida pueden ser considerados inadecuados. Al aumentar la velocidad de punta del ventilador se incrementa la remoción total, pero se reduce la selectividad en la remoción de suciedad. Velocidades de punta por encima de 85 m/s deben evitarse debido a que la pérdida de caña será muy elevada (Meyer et al. 2005 ). La eficiencia de remoción de suciedad en cosechadoras combinadas depende ele la variedad de caña, las condiciones del cultivo. el tonelaje de caña, la velocidad de la cosechadora, las condiciones de cosecha ( Whiteing et al. 2001) y los niveles finales de EM están fuertemente rcladonados con los niveles iniciales de suciedad. La cosecha de cañas recostadas resulta en mayores niveles de EM y mayores pérdidas de caña que con cañas erguidas de similar rendimiento y variedad ( Whitcing et al. :!00 1) debido una alimentación menos uniforme de la cosechadora. El sistema de limpieza de las cosechadoras típicamente remueve 50-80 % de las hojas y cogollos de pre-cosecha, dependiendo de las condiciones de cosecha, mientras que dentro del rango típico de operación la velocidad del ventilador extractor tiene un impacto relativamente limitado sobre los niveles finales de EM. Las raíces y macollas también pueden contribuir con una proporción significativa del suelo cargado en caña cosechada mecánicamente.

5

iBO

tividades elevadas del cortador manual y de las co-

160

~:ch.adoras ~1~cánicas y entregar caña limpia a las labncas. Ad1~10nalmente, la quema elimina el pro-

~ 1,10 120 )g 110 o u 80 1 ~/~ u 60 ?/ u

-5"

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71

,~L "10

60

80 100 120 140 160 Rendimiento de caña en t!ha

180 200

Figura 3.1: Vdm:idad de cosecha mecanizada típica para \'~n.Je Y quemw.la usando máquinas sobre orugas y sobr~ ruedas (Ridt-:e et al. J~%)

blema de deJar grandes cantidades de residuos en los campos, que retrasan el crecimiento de la caña en las áreas de cultivo más frías, conduciendo a una reducción de la producción por hectárea ( Viatur et al. 1_ü05). Sin embargo, hay muchas desventajas a~ncJadas con la quema, que incluyen contaminaCIÓn atmosférica y pérdidas de agua y suelo. La tardanza entre corte y molienda de la caña quemada ha sido reconocida como una de las principales causas de mayores niveles de dextranas en el azúcar.

caiias

Productividad de cosechadoras. Ridge et al. ( 1Sl96) ~mprendieron un estudio detallado sobre el rendimiento de máquinas cosechadoras usadas para caiias ver~~ Y quemada, cuyos resultados se presentan en la hgura 3.l. En cultivos de bajo tonelaje se encontró que la diferencia entre productividad con caiia quemada y verde es menor que para cultivos de mayor productividad, con limitaciones de la velocidad de mtíquinas sobre orugas que introducen un lí1~1ile ~rtificial para cultivo:; muy pequeños. T_rabaJOS efectuados en Brasil, Australia y Colombm han resultado en menores rendimientos de cos~.cbadnras que aquellas mostradas en fa Figura 3.1. Aulge (20(! 1) cita promedios del rendimiento típico en Austra!Ja de 45 a 70 t/h para una zafra. Aün se encuentran en desanollo trabajos sobre ~~ desempeño de las cosechadoras que buscan meJOnu: capacidad de las müquinas, mejorar la remocJon .de suciedad y reducir las pérdidas: pruebas exhaustivas han indicado que mejoras en estas üreas son posibles (Ridge 1001, Scaudaliaris ct aL 2005). ~o ohstant_e. existe todavía un sacriflciu significativo en cal!dad ele caña a elevadas velocidades de cosecha: una alimentación de 90 a 100 t/h comparada con hasta 180 t/h en práctica comercial, resulta en. una mejora significativa de la calidad de caña

!a

(Nillge

2001 ).

Et'ecto de quemas de caña. Más del 50 % de ·¡zu·"ar ' · .... a·1 re d e d or d e 1 mundo se quema

.la caña de antes . · de h' VJst'¡ , , ceHno-

''Osccl1a ' · d e quemar caña es .... · . L a practica · e ti· caz para mantener producun cammo

. Introducción de cosecha de caña verde. El Impacto de pasar ele la quema a la cosecha de caña verde cr~a varios desafíos para la operación y el ~esempeno de las cosechadoras combinadas. Éstos mduyen (Meyer et al. 1005): Vi:ibilidad: el colchón de residuos vegetales dejado sobre la superficie del suelo impide que el operador pueda ver la calidad del 'trabajo' en el suelo que la máquina efectúa. Hacinamiento y alimentación: No sólo se manipula considerablemente müs cantidad de biomasa, sino que la fricción mutua entre tallos de caña y enlre la caña y la suciedad son sinnificativamente mayores cuando no se que;a (Schemhri y Garson 1996). Pérdidas de trozos de caña: A velocidades de ~asecha moderadas existe poca diferencia práctica entre las pérdidas de trozos de caña quemada Y caña verde. Sin embargo, a medida que el tonelaje de caña aumenta y la alimentación se hace menos uniforme, las pérdidas de trozos de caña verde se tornan mayores (Dm•is y Norris 2002). Materia extraña: Mayor contenido de hojas y co~ol!os Y una mayor proporción de suelo que

esta hgada a la suciedad y no al tallo de caña (Henkcl et al. 1979). . Pérdidas por limpieza: Éstas se incrementan debido a la mayor cantidad de residuos y hojas a ser removidos. Cost~s operativos: La utilización de múltiples funciOnes de las máquinas es mayor, lo que resu.lta en gastos de mantenimiento y funcionamiento más elevados. A p~sar de avances signiflcalivos logrados por los fabncantes de cosechadoras, el desempeño de estas

Re}órncia.v fJIÍg. 81)

Tabla 3.1: Rendin1iento de m:íquinas coscclwdoras- caña verde vs. l¡ucnuu.la (illeyerel al. 2005) Año

1991 1992 1993

3.1.2 Sistemas de transporte

3 Suministro y manejo de caña de azúcar

72

Rendimiento de la cosedmdora en t/h Caña verde Cuña quemada 25.5 30.9 31.2

35.3 40.6 41.0

máquinas se reduce con caña verde: los costos Je mantenimiento y reparación aumentan y el consumo de combustible es mayor. Diferencias típicas de las velocidades de cosecha de caña verde y quemada alcanzadas en Mauricio se pueden apreciar en la Tabla 3.1. Este estudio mostró además un consumo de combustible más alto de 1.1 Lit caña verde en comparación con 1.0 Lit caila quemada. Las diferencias en gastos de mantenimiento están asociadas principalmente ccm la reducción de la vida útil de las cuchillas y una reducción más significativa en la vida de los ülabcs del ventilador extractor. La cantidad de hojas y cogollos que entran a la fábrica aumenta cuando !a caña no es quemada. Sin embargo, los efectos de la cosecha de caña verde no necesariamente son todos adversos. Entre las ven~ tajas de la cosecha de caña verde se incluyen una mejor productividad de caña en lugares donde la humedad/precipitación es un factor limitan te. tasas de infiltración del agua más elevada, reducción de pérdidas de suelo y agua, deterioro de !a caña müs lento y supresitín de malezas. La substitución de las quemas también conduce a mayor tlexibilidad en la cosecha y caña más fresca potencialmente con mejor calidad. Adicionalmente. cualquier fábrica que realice cogeneración o requiera müs combustible debido a actividades complementarias asociadas a sub-productos se beneficiara del valor combustible de las hojas y los cogollos. Es interesante considerar Jos efectos de la cosecha de caña vente sobre la fábrica. Las ventajas son: La caña es más fresca cuando llega a la fübrica y tiene menor contenido de dextranas e impurezas. Degradación más lenta durante el alnwcenamiento. Resulta en más combustible o müs biomasa, lo cual puede ser una ventaja ó desventaja dependiendo de la situación particular de la fübrica.

Existen sin embargo varias desventajas: La cantidad de materia! a procesar es mayor. El mayor contenido de libra implica una mayur pérdida de azúcar en el bagazo. Se produce más cantidad de miel final a consecuencia de la menor pureza del jugo y esto resultn en mayores pérdidas de azúcar en miel. El color del azúcar es afectado negativamente. E! almidón en jugo se incrementa debido al mayor contenido de almidones en hojas y cogollos. Los costos de molienda dependen de la caña molida y las ganancias dependen del azúcar producido; la materia extraña incrementa lo primero y reduce lo segundo. La densidad efectiva de la caña en los vehículos transportadores se reduce considerablemente.

Compactación del suelo. Las cosechadoras y los sistemas de transporte de campo producen algún grado de compactación del suelo. Las condiciones del suelo y del clima pueden hacer que esta sea una consideración importante. Vehículos con llantas de alta notación ayudan a minimizar el daño al campo y reducen este efecto, pero son los vehículos con orugas quienes producen una menor cmnpactación del suelo. Los vehículos que entran en los campos deben ser tan livianos como sea posible. Hay diferencias de opinión acerca de la magnitud del efecto de la compactación del suelo sobre la producción de caña. Lo que está comprobado es el hecho de que el daño a las macollas debido a trüli~ co vehicular puede tener un efecto substancial y se debe tener cuidado de mantener las llantas en los entresurcos.

3.1.2

Sistemas de transporte

La caña se enu·ega usando muchos tipos distintos de cargadores y vehículos. Éstos pueden incluir tractor y remolque, con un solo remolque o un tándem, varios tipos de camiones. vehículos de carre~ tcra grandes, locomotoras ferroviarias y sistemas de tranvía müs pequeños. La opción óptima del tipo de transporte depende de la distancia a la fábrica. El tractor/remolques de tiro directo son habitualmente elegidos para distancias cortas (<10 km), mientras que vehículos más grandes con capacidad de carga por encima de 20 t son mejores para mayores distancias: esto puede requerir una transferencia de carga

de Jos equiros de tiro del campo al vehículo grande. Sin embargo existen ejemplos de vehículos ~ramks us[ldos con éxito para la entrega directa. En üreas de caña del norte de Suráfrica y Suazilandia. camiones rígidos con remolques o tractores con túndcm de remolques de capacidad de carga entre 2-1- y 30 t han sido usados durante muchos años sin efectos adversos(\'{/// der Poel et al. 1998:249). Sin embargo las condiciones del suelo son buenas y la temporada de cosecha es por lo general seca. Por !o general la fübrica estú adecuada para manejar sólo uno o un número limitado de tipos de transporte. En la mayoría de casos la caña es suministrada slÍio durante horas con luz de día o probablemente hasta 1ó horas/día. En algunos casos la caña se suministra continuamente durante todo el día, lo que es ideal porque se reduce al mínimo la necesidad de tener una reserva de caña en patios. La pro~ gramación de los vehículos transportadores de caña para proporcionar un suministro continuo de caña al molino y optimizar el uso de la Ilota de transporte es importante. Por muchos años se han empleado sistemas GPS (Sistema de Posicionamiento Global) en los vehículos, los cuales se están extendiendo para uso en las cosechadoras (Cmssley y Dines 2004 ). La caña puede ser entregada como fardos ó atados que permanecen unidos mediante cadenas, o a granel como tallos enteros y trozos de cai'ia. El transpone de caña es usualmente administrado y ragudu por el cultivador, quien maneja sus propios vehículos ó emplea ü un contratista para transportar su caña. En algunos sitios la cosecha y el transporte son controlados por la fábrica. En este caso, puede considerarse que la cosecha y el transporte son !a rrimera etapa de! procesamiento de la caña; esto tiene varias ventajas, en particular la reducción al mínimo del mímero de cosechadoras y vehículos de transporte requeridos, ademüs de permitir minimizar las reservas de caña, resultando en una caña más fresca al momento de la molienda. En la mayoría de füblicas Australianas la caña es suministrada a través de ferrocarriles (predominantemente can·ilera de 610 mm). aunque algunas f{ibricas cuentan con sistemas combinados fetToviario/carretera para el suministro. Estos sistemas de transporte son muy eficientes, requiriendo mínimo personal debido a que están altamente automatizudos. haciendo uso de sistemas de programación tomputarizados que incorporan a veces herramien~ tus GPS.

las

73

Normalmente con trasporte por carretera las entregas de caiia son de 20-25 toneladas, con leyes restrictivas de tránsito, limitando la capacidad máxima de carga. En algUnos casos la carga remolcada por un solo vehículo puede incrementarse añadiendo uno o varios vagones. Dependiendo de las restricciones locales. la carga puede estar limitada por el peso total o por el tamaño de los vehículos permitido. Con vehículos de transporte grandes, es importante minimizar los tiempos de carga y descarga y minimizar el peso de tara. Por esta razón es preferible que lus mecanismos de carga y descarga no estén incluidos en el camión o los vagones. Un estudio para optimizar sistemas grandes de transporte de caña en el ingenio South Johnstone (l(oppcn el al. 199H) condujo al empleo de un camión de cama baja y un sistema de trüileres que cargan tres contenedo~ res de aluminio de 14 t. los cuales son transferidos a vagones ferroviarios para su descarga en la estación de recepción de caña de la fübrica. Los remolques son desacoplables para permitir que los contenedores puedan ser cargados de manera que los tiempos de volteo se minimizan.

Densidad aparente de la caña cosechada. La densidad de la caña en los vehículos de transporte es importante. Una investigación basada en diferentes sistemas de cosecha manual, mostró que la variación de la cantidad de suciedad y cogollos en muestras de caña puede tener un impacto negativo severo sobre la capacidad de carga de los vehículos (de Beer et al. 1989). En casos donde el paso a cosecha de caña verde está asociado con la recolección de residuos Je caña para su uso industrial, el impacto sobre la densidad de carga es muy significativo. Con cosecha mecanizada el cambio de caña quemada a verde, típicamente resulta sólo en un ligero aumen~ to de materia extraña, EM, pero los cambios de las características de la EM son significativos, con una mayor proporción de materiales de baja densidad en la caña sin quemar. Diferencias típicas entre !as densidades de caña entera y trozada se presentan en la Tabla 3.2. La caña verde conlleva incrementos de materia extraña y una consecuente reducción de la densidad de carga. En algunas ocasiones puede requerirse de una Bota de transporte más grande. Sin embargo, en muchos casos los vehículos de transporte están limitados por el peso. es decir el tamaño de la carga se limita para prevenir la sobrecarga de ejes y neu-

Rcfl_'t1'1lcios príg. 89

Tabla 3.2: Comparación de la densidad de carga lípica de

440

caña entera y trozada (adaptada de Hugot 1986)

420

Caña

Densidad en kg/m 3

1

200

n n e

~

e

w

Tallos de cafia entera, desordenados. en vehículo de transporte de caña Tallos de caña entera. minuciosamente organizados en atadm ó fardos Caña trozada

"

400

de

350--400

360

320

350-450

atados

15% EM

380

300 150

de

En algunas industrias parte de la caña es entregada en fonna de atados ó fardos que se aseguran con cadenas, normalmente usando tres por cada atado. Estos por lo general se asocian a sistemas de carga que emplean cabrestantes o tráilcres auto-cargadores. Estos sistemas de carga son económicos. llexibles y particularmente adecuados para condiciones de terreno desfavorables, incluyendo tierras inclinadas. El sistema de carga es independiente de otras operaciones agronómicas y entrega caña limpia con bajas pérdidas en campo. Estos son particularmente apropiados para pequeños cultivadores de caña. El sistema de recepción de caña en la fábrica deberá tener capacidad para manipular atados en los

300 250 200 Longitud de trozos en mm

350

Figura 3.2: [mpucto de la longitud de los trozos de caña y el nivel de EM sobre la densidad de carga con caña cose· ehada usando m:íquinas comhinadas (Meyer et al. 2005)

patios de caña. Se requiere un puente grúa para descargar los vehículos y cargar los conductores alimentadores, además de personal dedicado al enganche y desenganche de los atados y a liberar los broches de las cadenas al momento en que los atados entran a molienda. También se requiere de un sistema para retornar las cadenas a los campos. Otras desventajas adicionales incluyen los costos de adquisición, sustitución y mantenimiento de las cadenas y la facilidad con la cual estas pueden colarse junto con la caña a la estación de preparación.

3.1.4 Manipulación caña

O% EM

'w 340 o

máticos del vehículo antes de que los limilcs físicos del volumen de carga máximo sean excedidos. Esto amortigua en parte el efecto de incrementar la suciedad en la caña. Con caña trozada, la densidad de carga es afectada tanto por la longitud de los trozos como por la EM en caña, tul como se muestra en la Figura 3.2. Una investigación posterior sobre el impacto de la EM en la densidad de carga fue realizada por Poee ( 1998). Con caña cosechada mecánicamente, se dedujo que por cada punto pon.·entual de EM la densidad de carga se reduce en aproximadamente 3 %. Considerando la composición típica de la EM en caña verde cose~:hada con las máquinas combinadas que Pope ulilizó. se obtuvo una reducción en la densidad de carga de aproximadamente 6 % por cada punto porcentual adicional (en hase a masa) de suciedad y hojas.

3.1.3

3.2 Descarga Je caña

3 Suministro y manejo de caña de azúcar

74

Sistema de contenedores

Contenedores que almacenan de 1O a 20 t de caña pueden ser una opción rentable que minimiza los costos de manejo y transporte. Los contenedores pueden ser cargados directamente en el campo y transferidos a camiones de cama baja para su transporte a la fübrica. Los contenedores se pueden descargar directamente al molino o almacenar en patios de caña. Para ello. se requiere de un sistema para manipular y descargar contenedores. generalmente empleando grandes vehículos montacargas.

3.1.5

Pesaje de la caña

La medición de la masa de caña entregada es una operación importante debido a las implicaciones en el pago de caña. El pesaje generalmente se cfec-

túa ~n la f:íbrica utilizando una büscula de puente 6 una hüscula de plataforma grande, sea la caña entrcg:aJa por carretera o ferrocarril. Normalmente el vehículo también es pesado después de la descarga para establecer la cantidad neta de caña entregada. Si la caña es entregada en atados, el mismo número Je cadenas debe ser cargado en el vehículo antes de medir la masa de tara del vehículo vacío. Actualmente la mayoría de básculas de puente emplean celdas de carga, lo que las hace más confiables y rcJUL:~ la necesidad de ajustes frecuentes. Sin embargo se requiere un sistema para la verificación rutinaria y calibración de las básculas. Es necesario rc\'isar permanentemente que la plataforma de pesaje esté libre de residuos y que la holgura entre la plataforma y la estructura de soporte permanezca libre Jc obstrucciones. En algunos casos el sistema de pesaje esta ligado con el volteador, de modo que el pesaje y la descarga pueden ser incorporados en un sólo sistema automático.

3.1.7

Daño y deterioro de la caña

En Australia toda la caña es cosechada con máquinas combinadas y entregada en forma de trozos; los tiempos entre corte y molienda son c1íticos para minimizar el deterioro y por ello, se presupuestan para estar por lo menos debajo de 1O horas. En otras úreas donde la cosecha y el transporte no están bajo el control de la fübrica, las tardanzas entre corte y molienda son mayores. El deterioro de caña trozada puede entonces resultar importante, parliculannente ruando el clima es caluroso y húmedo. Los efectos de la tardanza de caña en las operaciones de fábrica fueron descritos en la Sección 1.2. 7 y los efectos de dextranas excesivas en la Sección :2.1.5. En las fábricas donde se efectúa doble manipulación de la caña se produce daño a la caña. Esto puede apresurar el deterioro y aumentar las pérdidas físicas y por acción microbiana en la sacarosa.

3.2 3.1.6

75

Descarga de caña

Sistemas de almacenamiento

El la mayoría de fábricas de azúcar, la caña no se entrega continuamente 24 h al día y se requiere almacenar cierta eantidad de caña para la molienda Jurante la noche. La cantidad de caña almacenada dehc ser tan pequeña como sea posible para reducir la tan.lanza global entre corte y molienda. Varios métodos de almacenamiento de caña son utilizados. todos implicando doble manipulación y costos extra: La caña puede ser almacenada en atados y retomada a medida que se necesita. La caña puede ser almacenada sobre ruedas, es decir en los vehículos o remolques en los patios de rührica, para luego descargarse a medida que se necesite. Si se utiliza un sistema de contenedores, la caña dchcrá almacenarse en contenedores. La caña puede ser descargada al piso y luego rerugida con un cargador frontal o con la uña Je un puente grúa. Esta es la opción menos deseable debido al daño causado a la caña y la dificultad de ejercer estrictamente una política de 'primera en llegar, primera en salir'. La densidad de caña apilada es aproximadamente 300 kg/oi 3.

La manipulación en la fábrica de caña cosechada con combinadas es mucho más fácil que manipular tallos de caña entera. La caña trozada generalmente se almacena bien en los vagones o remolques y puede ser manipulada con menos material perdido por caída. Además, los trozos fluyen mtís fácilmente, con una menor propensión a formar atascamientos y tacos que son particularmente frecuentes con tallos de caña entera sin quemar.

3.2.1

Volteadores

Un sistema usado ampliamente, en particular con vehículos ferroviarios, involucra el voltcamiento de los vagones sea usando una puerta lateral que se desasegura antes del volteamiento o haciendo girar completamente al vagón de manera que la caña salga por arriba. El vagón se asegura a la plataforma de descarga usando diferentes medios, estando a veces esta plataforma montada sobre celdas de carga, de tal modo que se puede medir el peso antes y después de descargar. Para transporte por canelera, únicamente la canasta del remolque se puede indinar como se muestra en la Figura 3.3.

Rejl.'reucia.\· {IIÍg. 89

3.3 Mesas de caña y conductores transversales

3 Suministro y manejo de caña de azúcar

76

3.2.2

Figura 3.3: Vol!co lateral de vehículo de carretera, utilizando un sistcnm hidniulico de descarga

En Australia la mayoría de la caña se entrega en

vagones de ferrocatTiles. La capacidad típica de ~os va2:ones estü en un rango de 3 a 6 toneladas de cana. sistema de descarga grande voltea tres vagones de 4. 7 tal mismo tiempo. Un carro de tiro accionado por un mecanismo sinfín-piñón impulsado con un motor hidráulico y controlado por computadora recibe la caña y alimenta a un volteador accionado hidrúulicament~ que está montado sobre cuatro cch.las de carg~. La capacidad es de 600 t/h. No obstante, la m_ayona de sistemas usan volteadores de un solo vagon con capacidad máxima de lOO volteos/h. que s~ Uescaroan Uirectamente sobre el conductor de tubh\las, e

u;

Figura 3...1: Sistema de descarga para tallos enteros de caña

Grúas de hilo

En Hawaii, para el transporte de caña. inicialmente se utilizaron grandes semiremolques Ue carr~­ tera, de ahí. estos vehículos vinieron a ser denominados remolques de Hilo, Estos emplean una malla de cadenas u varias cadenas individuales que cubren la supcrfkie Jel tráiler al ser cargado. Las cadenas están fijadas a un lado del camión mientras que en el otro extremo están ligadas a una viga Je acero que tiene la misma longitud del remolque. El arreglo se Jispone de modo que una grúa pueda lcvanta.r esta viga, descargando a la caña sobre una mesa alunentadora. Este sistema se utiliza con tallos enteros de caña y es ilustrado en la Figura 3A. . . Un arreglo altemativo utiliza el mismo Sistema de grúa para voltear el remolque, pero con el vagón piv~1 tando sobre el vértice superior de u~o de lo~ lados tal como se muestra en la Figura 3.:":1. Este ststema es mús común cuando se suministra caña trozada cosechada mec:inicamente.

3.2.3

Volteadores de camiones

Los camiones cañeros se pueden descargar rotando el vehículo entero sobre una plataforma basculante, mientras que la puerta trasera del camión

nira v se abre para permitir que la caila salga y sea Jcsc:trgada al <..:omluctur alimentador. El ángulo de descarga para caña trozada n tallos enteros es de aproximadamente .:J.1a. contándose con platafonmts que nurma!mente son capaces de alcanzar un ángulo de Jescarga müximo de 48o.

3.2.4

Puente grúa

Los puente grúas son usados en patios de caña que reciben caña atada en furdos o en úreas donde se descarga caila a granel como reserva para una posterior molienda. En el primer caso los vehículos de entrega se conducen bajo la grúa para su descarga, mientras que en el segundo caso la caña se puede voltear en el ürea de almacenaje utilizando los sistemas de descarga de las Figuras 3.4 n 3.5. La amplitud de los puente grúas generalmente estü en el orden de 10 a 30 m. El costo aumenta rápidamente a mediJa que se incrementa la amplitud, por lo que el ürea que se cubre tiende a ser mucho mús larga que ancha y la longitud puede ser extendida a bajo costo. Se requieren tres motores, uno para levantar y bajar la gnía, uno para atravesar la grúa a lo ancho y uno para el movimiento longitudinal a lo largo dd pórtico. La altura de las gnías es aproxima-

diferentes tipos de entrega de caña puedan ser aceptados mientras que se consigue aún alimentar uniforrnernente al molino. Se requiere de un operador que detenga. arranque y regule la velocidad de los conductores transversales para obtener una alimentación unifom1e. Este arreglo se hace esencial cuando la identificación de la caña tiene que ser mantenida en el sistema de conductores para propósito Je pago de caña, de modo que las muestras tomadas después de la deslibradora se puedan identificar. Atados de un cultivador en particular pueden ser recolectados de la reserva en palios o de la entrega directa para acumular un lote suficientemente grande de caña que permita obtener una muestra representativa. Las mesas tienen una cubierta sólida y sistemas de cadena que arrastran la caña hasta la descarga. En la mayoría de casos se requieren dos o más conductores alimentadores diferentes para suministrar suficiente caña al sistema a tasas de molienda elevadas. Un paleador se localiza en el eje superior del conductor. Este consiste de un eje rotativo lento. provisto de brazos radiales que aseguran que la caña caiga suavemente desde el extremo de descarga del conductor, evitando así que caiga una gran cantidad de caña junta.

damente 15 m.

3.3.2

Fi¡.:ura 3.5: Descarga utilizando siswma de descarga operado hidnlulicamentc

77

3.3

Mesas de caña y conductores transversales

3.3.1

Mesas de alimentación

Las führicas que manipulan ataJos de caña normalmente cuentan con una o varias mesas de descarga Jc caila, sobre las cuales los
Mesas de descarga

La caña es usualmente descargada de vehículos grandes a conductores alimentadores elevados denominados mesas de caña, que son tan amplias como la longitud del cami6n o remolque. Estas incorporan un sistema de cadenas que arrastra la e-afia sobre las placas de acero que fonnan la cubierta, con :ingulos de inclinación que varían desde horizontal a 35°. La vdocidad de las cadenas está en el orden de 0.20 a 0.35 m/s. La potencia Je accionamiento instalada varía de acuerdo a la aplicación específica y los requerimientos operativos, usualmente· entre 0.4 y 0.6 (kW · h)/tc Las cadenas generalmente están provistas con listones o tablillas para empujar la cai'ía, Un nivelador o paleador lento se instala usualmente a la cabeza de la mesa justo antes de la caída de e-afia. asegurando que una capa uniforme de caila sea desc-argada sobre el conductor. Dos variaciones de mesas de descarga se presentan en las Figuras 3.6 y 3. 7. La mayor pendiente es mós común en mesas donde se realiza lavado de caña.

3 Suministro y manejo de caña de azúcar

Retorno de cadena

Placa alimentadora con pendiente 40"

3.4 Limpieza de caña

Nivelador

1

¡¡'

r

Conductor de caña

Figura 3.6: Mesa de descarga de caña convencional

Las variaciones en detalles de diseño giran principalmente alrededor de la selección de la cadena. Los tipos de cadena usadas incluyen la 'log haul chain', cadenas forjadas sin remache, 'barloop chain', cadena estándar de rodillos y cadenas de eslabones. La ventaja de la log haul chain es el menor costo inicial de instalación, pero a menudo conduce a problemas operacionales y no se usa con frecuencia. Si se usan conductores de caña con cadena de rodillos estándar, las cadenas pueden ser desplazadas sucesivamente desde los molinos y conductores de bagazo a las menos críticas mesas de descarga, como parte de un programa de reemplazo de cadenas. En caso de manejar elevados contenidos de arena. es importante especificar cadenas de alta dureza

para reducir el desgaste abrasivo. Las cadenas se proveen con 'muelas' para agarrar la cai'ia y producen filtración de una cantidad importante de material dentro del sistema, requiriendo limpieza continua e intensiva mano de obra. Otras instalaciones usan cadenas de eslabón o la cadena barloop con tablillas de acero. Este diseño permite incorporar placas de cubierta al fondo que retoman y facilitan la recolección del material infiltrado sobre un conductor adicional. resultando en una operación libre de suciedad. Relativamente poco mantenimiento es requerido en mesas de alimentación de caña. En las mesas más inclinadas se requieren tablillas con muelas para impulsar la caña hacia arriba en la mayor pendicnle.

Tubo de agua para lavado de caña Placa alimentadora 1,

Mesa de descarga con pendiente 45~

Retorno de cadena

Figura 3.7: Mesa de descarga de caña con pendiente ..¡_so. adecuada para !avado de caña

3.4

Limpieza de caña

3.4.1

Limpieza en seco

Existen ventajas significativas al procesar caña limpia. La limpieza de caña en seco antes del procesamiento parece atractiva con relación al lavado de caJ1a, pues las pérdidas de azúcar son inferiores. Los sistemas en uso estün diseñados para remover alguno 0 todos los siguientes elementos: hojas de caña y co!!ollos. raíces y rasln~jos, arena o suelo del campo. bolas Jc arcilla y piedras. El enfoque más rentable es probablemente proporcionar incentivos al cultivador u operador de la cosed1adora para suministrar caña limpia. Si L~Stn no está dentro de las alternativas posibles. la limpieza en seco de la caña podría traer los siguientes beneficios: Reducción de costos en tém1inos de desgaste y mantenimiento. Incremento de la capacidad de la fübrica debido a reducción de la materia extraña. Rcdw.:ción del consumo energético. rvtayor poder calorífico del bagazo. ivknores pérdidas en bagazo, cachaza y mieles. rvtejor calidad del azúcar. También se tienen algunas desventajas: Instalación de equipo adicional. con costos asociados de capital, mantenimiento y operación. Una pequeña cantidad de caña puede perderse durante la limpieza. Se requiere hacer provisiones para deshacerse del material residual removido. Pueden haber implicaciones sobre el sistema de pago particular. Rcmnciün de hojas y cogollos. Considerando las restricciones obvias del desempeño de sistemas de limpieza de máquinas cosechadoras. una limpieza secundaria adicional en la fábrica estaría fucrtemcnlc justificada. Esta aproximación permitiría que la operación de cosecha fuera optimizada y así, minimizar las pérdidas de caña, en tanto que se aseguraría el suministro de caña limpia al molino. Un amílisis holístico indica que los incrementos en costos de transporte asociados con la masa de suciedad y reducciones de la densidad de carga son pequeños en comparación con las ganancias por eficiencia de fábrica, calidad de azúcar y recuperación total.

79

Una planta piloto para limpieza neumática de tallos ele caila entera fue instalada en St Aubin, Mauricio (Rimffand 1999) y fue operada continuamente durante toda una zafra (Anon. 1999). En este caso el aire se sopló hacia arriba en contracorriente con la caída de Jos tallos de caña entera, arrastrando así la suciedad hasta un ciclón en donde el material sólido fue removido. El aire del ciclón fue reciclado. La suciedad fue picada luego hasta partículas más pequeñas que fueron transportadas neum<Íticamente al conductor de bagazo localizado después del último molino, Con la planta operando de 60 a 90 tc/h, se removieron 2 a 3 t/h de suciedad. representando una remoción de 50 a 66 %. Se ha demostrado que la mayor parte de la suciedad en cai'ia trozada puede ser relativamente fácil de remover en la fábrica soplando aire a medida que la caña cae de un conductor a otro (Rei11 2005). Aproximadamente 80 % de la suciedad se removió soplando aire con una velocidad de aproximadamente 30 m/s a través de una cortina descendente de caña. Lo interesante es que la separación se logró prácticamente sin ninguna pérdida de trozos de caña, aunque el problema de deshacerse de la enorme cantidad de basura que se acumuló r::í.pidamentc en la fábrica no fué fácil de manejar. Se contempló que mayores velocidades del aire removerían más materia extraña, pero estudios CFD mostraron que incrementos de velocidad en la geometría disponible podrían conducir a una recirculacíón del aire en el área de separación que reduciría la ellcicncia de remoción. Un sistema similar está en el uso en el ingenio Providencia de Colombia, donde la suciedad es conducida por aire soplado hasta una losa grande de concreto donde se manipula con un cargador frontal. La suciedad se reduce del 6 % al 1 % con tallos de caña enteros y del lO % al 3 f'Jf¡ con caña trozada (Ridge 2001); plantas similares están en uso en el Brasil. La limpieza neumática en Australia también ha demostrado que la remoción de suciedai.J de caña cosechada con combinadas es posible con un bajo nivel de pérdida de caña (Schemhri et al. 2002). El sistema fue diseñado espccíllcamente para procesar caña sin ninguna limpieza en el campo. La caña se dirige a una corriente de aire de 1.5 rn de ancho. La caila limpia cae a un conductor mientras que el 80% de la suciedad (definida en este caso como hojas secas y verdes) cae a otro conductor separado. El restante 20 % de suciedad es colectado en el ciclón de aire,

Uefi.•rmcias JllÍg. 89

~o

3 Suministro y manejo de cuña de azúcar

asegurando una planta limpia sin emisión de partícu~ las. Los resultados mostraron que aproximadamente 90 t:f- de las hojas fueron removidas a tasas de caña de 100 t/h, que se reducen hasta 60 a 70 % en el rango de 200 a 300 Uh con una pérdida en trozos de caña de menos del 1 91'. Una menor remoción es evidente cuando la caiia se encuentra húmeda. Esto excluye a los cogollos, los cuales no son removidos debido a que son acrodinámicamente similares a los trozos de caña. La remoción es dependiente de la ve!ucidad, pero no se reportaron vclm:idades. Las pruebas mostraron que para reducir el tamaño de panícula de la suciedad hasta Jos niveles del bagazo, se requiere un consumo de potencia relativamente elevado de 12 (kW · h)/L Otros sistemas para remover mecánicamente a las hojas de la caña son descritos por Bemlwrdt ( 1994 ). En lugares donde las hojas y los cogollos se remueven antes de la molienda. la única opción viable es quemar los residuos en las calderas. Algunas alternativas para usar las hojas y los cogollos son presentadas en la Sección 3 1.3, pero en la mayoría de casos estas no son utmctivas. La di1icultad de estos sistemas est<'í en evaluar la calidad de la caña entregada y recompensada equitativamente en el sistema de pago de caña. Se tendrían que efectuar análisis de muestras de caña limpiadas a mano o de la caña Juego del sistema de limpieza en seco, cuando se encuentre instalaJo. Esto podrá no ser aceptado por todos los cultivadores.

3.4.2 Lavado de caña

una corriente de aire dirigida con un ángulo de 45a atraviesa la cafía. Las rocas caen casi verticalmente mientras que la caña es empujada hasta un divisor y cue a un conductor que va al molino. Las hojus se soplan hacia atTiba y llegan a un conductor más distante. Las pérdidas de caña son bajas. medidas en 0.55 % y todas lus rocas por debajo de 600 mm son removidas. Aproximadamente 3 c;.;;. de la caña sale con las rocas. pero la mayoría es rescatada usando un pequeño recuperador. Se utilizó aire con una velocidad de 5R m/s, lo que causó pérdidas de caña mínimus; se requirieron 26.4 m 3/s de aire y fueron consumidos R2 kW. Mayores velocidades logran remover m<Ís suciedad, pero conducen a mayores pérdidas de caña, mientras que velocidades inferiores resultan en mayor pérdida de caña con las rocas. Las pérdidas en que se incurre son muyores con caña sin quemar. La planta registró una remoción del 96 % de las rocas y 38% de la suciedad durante un periodo de dos años.

!

H.cmoción de rocas y suelo. Si la caña es tú seca, una elevaJa proporción del suelo en caña se puede separar fácilmente. El uso de placas de acero perforadas en el fondo, particularmente donde la caña cae luego de descargarse de cnnJuctores, permite que la arena puse a través y sea recolectada abajo del mnductor. Otras alternativas para tallos de caña enteros incluyen el uso de sistemas conductores con aperturas o tablillas separadas que permiten a la arena y piedras pequeñas caer a través de estos espacios a medida que la caña pasa sobre ellos. En países donde las piedras constituyen un problema, particularmente Hawaii, Mauricio y en un menor grado Suráfrica, varios sistemas han sido ensayados. McEI/we y Lewis (1974) describen una estación de limpieza en seco instalada en Hawaii. orientada prinLipalmente a remover rocas, pero también a remover suciedad. A medida que tallos de caña enteros caen del extremo de un conductor,

/11

Al~wws ideas propuestas por Ri\'(/1/and. no han sido p;obadas aún a escala industrial (Bemlwrdt .! 994). Otros sistemas en Reunión han involucrado placas de descarga sobre las cuales se deja caer la cmla. arregladas de tal manera que las rocas grandes pueden escucharse cuando no son vistas. El conduc~ tor es entonces detenido mientras que las rocas se n~mueven manualmente. Es claro que esta no es una opción atractiva. Un sistemu exitoso para la remoción continua de rocas y arena ha sido descrito por du Plooy ( 1994), cuyo esquema se presenta en la Figura 3.8. Una mesa de caña de 11 m alimenta la caña a una tasa constante sobrt: una placa inclinada. Los tallos de caña al caer se encuentran con un tambor rotatorio provisto con aletas. las cuales levantan la caña por encima del tambor. Piedras y arena caen enu·e el tambor y la placa limpiadura curvada y son removidas al fondo. Las piedras grandes >350 mm son empujadas por las aletas haeia los lados de la placa inclinada. Para prevenir ataseamientos se incorporan aperturas divergenlL:s. El diümetro Jel tambor rotatorio es mayor al centro que en los lados. La placa limpiadora se puede abrir y separar del tambor usando cilindros hidráulicos en caso de que ocurran atuscamientos por debajo del tambor. Este sistema ha funcionado exitosamente en algunas fábricas de Suráfrica, pero sülo puede ser utilizado con tallos de caña entera. Sin cmhargu, se presenta pérdida de caña con la arena y rocas. La cantidad es pequeña pero significativa y debe ser recuperadu manualmente del conductor de banda para ser retornada al conductor del molino.

3.4.2

~ 1

1'

z Figura 3.8: Vista lateral del sistema de remoción de rocas para tallos de caña emera en Knmati 1 Conductor de caña principal; ~ Conductor de banda; 3 Rocas y arena; 4 Placa limpiadora curvada; 5 Placa inclinada deslizante; ó tallos de cuña con rocas y arena; 7 Eje superior de la mesa de caña; 8 Nivelador; 9 Apertura Lk salida para rocas grandes; 10 Caña levantada; 11 Tambor con aletas; 12 Tallos de caña libres de ruca y arena listos para continuar en el prm:eso

Lavado de caña

La cosecha de cUila en Hawaii requiri6 de un sistema complejo para remover las cantidades excesivas de suelo, rocas y suciedad que eran entregados con la caña. Esto por lo general involucraba un baño poniendo la caña a Jlotc en una suspensión barroagua con la densidad apropiada para la remoción de rocas. seguido por un lavado utilizando grandes cantidades de agua y finalmente el uso de ;odillos limpiadores para quitar la suciedad de Jos tallos de caña. Esta planta es complicada y muy costosa de operar y mantener. La mayoría de fábricas que usan lavadn de caña tienen sistemas más simples. La mayoría de plantas de laYado de caña utilizan una o dos mesas de caña inclinadas con un ángulo

81

de 35" a 45°, donde el agua de lavado se rocía sobre la caña a medida que esta viaja hacia urriba de la mesa. El agua es recolectada bajo la mesa, una parte de la cual se utiliza pura recirculación mientras que el resto se envía u un sistema de tratamiento. Algunas estaciones incorporan hidrocicloncs en el circuito para remover la mayoría del barro del agua de recirculación. \lignes ( 1980) reportó resultados de ensayos con lavado de caña entera en Mauricio. Las pérdidas de azúcar medidas en el agua que sale de la estación de lavado fueron estimadas entre 1.4 y 1.8 c,:f;. de la sacarosa en caña. Birkett y Stein (2004) efectuaron un extenso estudio del lavaJo de caña en Luí.<>iana y sus resultados pueden resumirse así: La pérdida lie azúcar medida en el agua que sale de la estación de lavado fué en promedio 3.2 kg azúcar/t caña cuando se lava caña trozada. Con base en el contenido Je azücar recuperable promedio de Luisiana durante el mismo perioJo, esto representa de 3 a 3.5 % del azúcar recuperable en caña. Las pérdidas de azúcar son muy variables, con valores medidos en un rango de 1 a 7 kg azúcar/t caña. La pérdida es sustancialmente menor cuando se lavan tallos de caña enteros. alrededor del 25 S() de la pérdida con caña trozada. La remoción de cenizas está justo por encima del 50% de la ceniza que llega en caña. con variaciones grandes. La cantidud de agua de lavado arrastrada a la planta de extracción resultó de 7.5 ti lOO t caña en promedio. variando entre -11 y 29 tll 00 t caña. La pérdida de azúcar resultó independiente de la cantidad de agua utilizada, con una cantidad de agua de lavado que varía entre 0.4 y 14 m.l/t caña para los diferentes ingenios. Las pérdidas medidas por Birkett y SteJn (2004) se consideran subestimadas debido a que ellos no tomaron en cuenta las pérdiJas microbianas que ocurren en el sistema. A causa del considerable arrastre de agua de lavudo con la caña. la cantidud de imbibición usada para la extracci()n debe ser proporcionalmente reducida. Es importante usar la fuente más limpia de agua disponible para el lavado final, buscando minimizar el arrastre de productos de dcscomposici6n con el agua de lavado, tales como
Hcjáendas púg. 8Y

82

3 Suministro y manejo de caña de azúcar

Aparte de las pérdidas de azLÍcar. el lavado de cai'ía tiene otras consccucnt:ias indeseables. La suspensión del lavado de cafia en la führica Cora Texas dió los siguientes resultados (Monge y Scluulma/.:

2002): Menos cal fue requerida tanto para encalar el jugo como para controlar el pH del agua de lavado. Lu imbibición se pudo incrementar en 9 t/100 t caña. El lodo en clarificadores aumentó en :25 %.

La pureza del jugo aumento en O. 7 unidades, conduciendo a un mayor recobrado de azúcar. En evaporadores se requirió menos limpieza. La cxu·acción mejoró aproximadamente en 1 c:'r. Las cenizas en bagazo aumentaron y la eficiencia de calderas se redujo. El recobrado total se incrementó en 10 kg de aztkar a 96 poi por tonelada de caña (9.7 S'ñ azúcar adicional producida). En el agua de lavado de caña han sido encontrados ácidos l:ktico, fórmico y acético, a veces con niveles muy elevados. En algunos casos esto ha conducido a bajos valores de pH en los condensados de evapo~ radares, que han retornado a valores normales de pH al suspender el lavado de caña.

3.4.3

Manejo del agua de lavado y disposición de residuos

La cantidad de agua que circula en las mesas de lavado de caña es considerable. En promedio, los ingenios de Luisiana circulan 3 mJ/tc. aun~ que esto varía ampliamente entre 0.6 y 1O mJ/tc (Birkett y Stein :::!004). Así. el flujo de agua de lavado en la fábrica Cora Texas se registró como de 7 m 3/tc (Monge y Scluu/mak 2002). Baikow { 1982) estableció que la mínima cantidad lle agua requerida es 4.4 a 5.9 m 3/tc- mientrns que Vignes ( 19SO) registró cifras entre 1 y 2.6 mJ/tc Generalmente el agua de lavado es recirculada en lugar de ser utilizado en un solo paso. El manejo del sistema de agua lle lavado es complicado debido a la necesidad de separar el suelo y controlar el pH y el olor que resultan a consecuencia de la fermentación de azúcar en el sistema. En Luisiuna, las fábricas que utilizan lavado de cmla almncenan tolla la agua utilizada en grnndes lagunas de almacenamiento, debido a la breve zafra de sólo tres meses. La de-

gradación natural durante los nueve meses restantes b;_~ja el nivel de COD hasta el punto en que una parte del agua puede ser descargada. Las lagunas deben ser vaciadas cada afio para dragar el sedimento, el cual es cargado en camiones para deshacerse de él. Otras industrias azucareras requieren que los sólidos sean separados por sedimentación y efectuar un tratamiento para el exceso de agua antes de su descarga. Esto representa un costo extra que requiere supervisión adicionaL La remoción del suelo, separado por cualquier medio, es una operación wstosa y sin beneficios. Tollo tiene que ser cargado y transportado hasta sitios ndecuados para la descarga de sólidos. No cabe duda ele que hay grandes ventajas en dejar el suelo en los campos de caña.

3.5

Conductores de caña

3.5.1

Conductores de tablillas

El conductor principal de caña es a menudo un conductor lle tablillas de acero, conocido como conductor de tablillas, aunque bandas de hule están siendo cada vez más usadas para esta tarea. El ancho del conductor es por lo general igual al ancho de las mazns del molino, con tablillas de acero que tienen la misma anchura del conductor y están atomilladas a dos o más cadenas, que normalmente tienen un paso de 150 mm y una capacidad nominal de 36 a 45 t. En algunos casos se utilizan cadenas de 300 mm de paso con mayor resistencia última a la tensit'tn. Las tablillas de acero se superponen y por lo tanto son ligeramente más anchas que el paso de la cadena: varios diseños de tablillas ligeramente distintos estún disponibles, como se muestra en la Figura 3.9. Normalmente se usan cadenas con rodillos para reducir la fricción, debido a que las cargas son elevadas y los conductores son relativamente largos. Los rodillos pueden ser substituidos con bloques de polieti!eno de alta densidad, los cuales se pueden deslizar fácilmente sobre los rieles de apoyo reduciendo el desgasre y mantenimiento. El retomo colgante del conductor es apoyado a intervalos sobre rodillos tensores. Los conductores de tablillas normalmente operan u una velocidad de 0.1 O a 0.25 mis. pero ésta puede llegar a ser tan alta como 0.35 m/s y pueden

3.5.! Conductores de tablillas

estar indinados con un ángulo de hasta 23° respecto a la horit.ontal. Estos conductores cumplen una dura tarea. pues tienen que lidiar con la acidez del jugo de caña. con arena, con suciedad y ncasionalmeme Cll!l rocas y pedazos de metaL Debido a su robustez, una 1¡ müs picadoras lle caña pueden u·abajar sobre estos conductores. El mantenimiento y la selección de materiales apropiados son por lo tanto de gran impurtancia. Es recomendable utilizar pasadores y bujes de acero inoxidable en la cadena. · Deben tomarse ciertas medidas para asegurar que el úrea alrededor del conductor no se convierta en un problema de limpieza. Se puede obtener un sellado adecuado entre las paredes laterales del conductor y el borde de las tablillas soldando ángulos de hierro de SO x SO mm al conductor a lo largo de toda su longitud por encima de las tablillas. El uso de espaciadores de 12 mm entre los soportes y las tabli11as facilita el escape de la suciedad. Se recomienda ww limpieza intermitente de la cadena usando vapor de escape o chorros de aire dirigidos a la cadena. Las tablillas no deben ser demasiado gruesas, preferiblemente no cx<.:eder 6 mm. de modo que si obstrucciones o atascamientos 11egasen a ocurrir, la tablilla se doble en lugar de que la cadena o el soporte se rompan. Los piñones frecuentemente tienen un cubo divisible con antorcha y pueden ser fácilmente reemplazados. En el piñón se requiere tener por lo menos 12 dientes y preferiblemente 15, ya que un mayor lliámetro mejora el desempeño y la vida útil Je la cadena.

S3

Los conductores necesitan una detallada inspec~ ción periódica, preferiblemente semanal. buscando lo siguiente: Desgaste de la cadena (pasadores, rodillos, bu~ jes). Desgaste del piñón. Adecuada tensión de la cadena. Rotura o ausencia de pernos resquebrajados. Tuercas desajustadas en los soportes. Incipiente obstrucción o atascamiento de tablillas. Rotura o agrietamiento de eslabones o soportes. Desgaste de los rieles de apoyo. La capacidad del conductor en toneladas de caña/h puede ser calculada con la siguiente ecuación:

1i1c =

3600 · /J • h · Pe · 11

(3.1)

1000

donde 11 es la velocidad del conductor en m/s, b la anchura del conductor, h la altura media del colchón sobre el conductor y Pe la densidad de cuña segtín la Tabla 3.3.

Tubla 3.3: Densidad tle caña en conductores (adaptada de Hugor 1986:23) Caña

Densidad en kg/m 3

Tallos de eañu entera desordenados Tallos de caña entera ulineados en paralelo Cai'ia trozada en conductor Caña preparada luego de picadoras

150 !75-225 350-400 300-400

La potencia requerida depende de la longitud del conductor, la cantidad de caña en el conductor y la altura a la cual se eleva. Esta es afectada· por la fricción del conductor y la eficiencia del accionamiento. La fricción durante el retorno colgante puede ser importante, pero es baja cuando se utilizan rodillos tensores. La tensión de la cadena F en kN es cal~ culada a partir del peso de la cadena y del material que se transporta y de la fuerza de fricción, siendo aproximadamente: Figuru 3.9: Diseños tic tablillas para contlucmres tle caña

Rcfi'n'IIÓIIS ptig. 8!J

F ;

84

3 Suministro y munejo de cuña de azúcar

donde 111c y 111 . u . son las masas de la caña y de la cadena (más l;:~u,~;~a de las tnblillas) en kg por m de longitud Ue cadenu. { es la distam:ia horizontal de la cudena. ~Les el coeficiente Ue fricción (0.15 para cadena sobre rodillos y 0.3 para cadenu deslizante) y hes la alturn de elevación de !u caña (distancia vertical). Un factor de servicio de 1.5 a 2 es el normalmente aplit:ado. dependiendo de !u velocidad. del número de dientes Uel piiión, del materiaL del número de cadenas y de lns condiciones de operaci6n: el fabricante debe ser consultado para establecer un ractor apropiado. La cndena debe seleccionarse de manera que la carga de operación nunca exceda una sextu parte de la resistencia última de la cadena. La potencia del motor P requerida puede ser calculada partiendo de la velocidad de la cadena 11 en m/s y de la tensión de la cndena en el eje motriz. Para dimensionar el motor, debe considerarse un torque de ananque del conductor completamente lleno y es apropiado aplicar un factor multiplicativo de 1.5:

P=l.5·F·n

3.5.2

(3.3)

Conductores de banda

En toda nueva instalación se da preferencia a los sistemas de banda siempre que !u disposición física permita acomodarlas, esto por razones de mantenimiento. Las bandus pueden utilizarse en toda Llplicación de conductores de caña. Estas han sido utilizadas en varios casos donde los conductores de tablillas eran la norma. es decir debajo de las mesas alimentadoras. manipulando caña en conductores lentos de pared plana a profundidades de hasta 2 m.

3.5.3 Conductores de cadenu y tablillas

Conductores de banda convencionales. Las bandas conductoras convencionales son ampliamente usadas para transportar caña entera o caña preparada. Las bandas normalmente son de 3 capas. Algunas caracteríslicas de instalación especíl1cas para conducir tallos de caña entera son: Accionamientos de frecuencia variable con velocidades máximas de 0.5 m/s. Distancia cercana (500 mm) entre rodillos tensores en el tíreu de descarga donde la caña cae desde la mesa alimentudora a la banda. Placas de acero inoxidable instaladas debajo de la b;md;:¡ en lugares donde se realiza preparación sobre la banda. para reducir el daño causado por cuchillas desprendidas o trozos de metal. Diseño de sellos laterales. Dos arreglos típicos se muestran en la Figura 3.1 O, cada uno a un lado de la bandn. Picadoras con ;:~ustes muy cerrados no pueden operarse sobre conductores Ue banda, sino que se usan tambores yunque que permiten a la picadura preparar la caña lejos del conductor debanda. Un ejemplo se presenta en la Figura 3.1 J. Características específicas de conductores de banda convencionales usados para caña preparada: Accionamientos de frecuencia vnriable con velocidades de banda promedio de 1.5 m/s y m;.lxima de 2.0 m/s. Generalmente el üngulo de inclinación de rodillos es 20° o 35°. pero 45a también puede ser empleado. Placas Ue acero inoxidable que soporten a la banda donlie la caña se descarga desde las picadoras o la destibradora.

J / 25

1

mm

25 mm

Tambor yunque

Figura 3.10: Dos opciones de sellado para cnndm:tnres de

Figura 3.11: Disposición de tambor yunque para proteger

banda

la banda instalado en la cabecera del conductor de banda

El úngu[o de inclinnción de la banda no debe exceder 22°. El ancho de la banda es idéntico al ancho del molino. para asegurar una alimentación uniforme en el molino. La potencia típica instalada en conductores que alimentan el primer molino estú entre 0.35 y 0.50 (l.;, \V· hlll(_,. La potencia requerida para bandas transportadoras es consiclernda con mús detalle pura los conductores ele banda de bagazo en la Seccicln 7.2.1. Conductores de banda con cortina de aire. Este tipo de conductor fue introducido por primera vez en el ingenio Felixton en 19~4. donde se transportan tallos de caña entera desde las mesas de d~scarga hasta las picadoras de caña. Instalaciones pustcriores de este tipo de conductores han incorporaUu bandas planas, a diferencia de las bandas cóncavas instaladas en Felixton. La Figura 3.12 muestra un detalle de instalaci6n típico de estos conductores. Detalles técnicos de dos aplicuciones con este tipo de conductor son presentados en la Tabla 3.4 (C()[/lcs 1994). Contrario a lo lógicamente esperado y a las declaraciones del fabricante. la infommción obtenida pareciera indicar que la potencia requerida con este tipu de conductores (excluyendo los ventiladores) es considerablemente mayor (aproximadamente 50 1;f:) que la requerida con conductores de banda convencionales. Una explicación de este fenómeno podría ser que el suministro de aire es inadecuado para soportar la banda, resultando en elevadas pérdidas fricciúnales. La experiencia obtenida a la fecha sugiere qu~ se puede esperar una vida útil de la banda por enci 111a de diez años. Las ventajas de este tipo de conductor son una reduccilín de los costos de mantenimiento (no rodillos). unu operación mós lluida con poca perturbacilín del perfil del producto y una mayor vida Lítil de

¿~>--:BC"""'Cda-,--,------
• ___ Banda Rodillo de retorno

=

=

Figura 3.12: Corte secciona] de un conductor de banda t:on t:ortina de aire

H5

Tabla 3.4: Detalles técnicos de dos conductores de banda con cortina de aire ( Cmltes 1994)

Longitud (centros de ejes) en m Elevación en m Ancho de la banda en m Capacidad nominal en tc/h Velocidad de la band<J en m/s Potencia de accitlnamientu instalada en k\V Pmencia consumida en k\V Potencia Jeúrica de conductor de banda convencinrwl en k\V

Felixton

Komati

53

"

2

2.1 300 1.5 75

7.3 2.1 225

1.5 ]7

50

22

32

14

la banda. Entre las desventajas se incluyen altos costos de instalación (aproximadamente 40% mós que un conductor convencional) y la necesidad de consentir un incremento en la potencia instalada para el elevado torque de arranque que se tiene cuando se reinicia luego de paros de produccitín. Se debe tener cuidado para que no se presente un empuje hacia los lados en el silio de carga y se Jebe considerar de manera especial al diseño de los sellos lnterales. El fondo de los conductores es usualmente construido con acero 3CR 12.

3.5.3

Conductores de cadena y tablillas

Los conductores de cadena y tablillas son considerablemente más costosos de instalar y mantener. Estos se ulilizan para transportar caña desfibrada donde la disposición física o la elevación impiden el uso de condut:tores de banda. El diseño de conductores de tablillas es casi estúndar en la mayoría de fábricas. encontrándose la principal diferencia en la selección del tipo ele cadena y la especificación del material de la misma. En general se Cmplean dos tipos de cadena de acero, cadenas de rodillo estündar (25 o 50 t) o cadenas de eslabón. Usualmente se especifican tratamientos térmicos de endurecimiento integral o superlkiul para reducir el desgaste; el templado se especifica hasta 32 a 36 Rockwell C. En caso de tener problemas de eonosidn así como de desgaste. la masa es müs importante que la dureza: por lo tanto se recomienda utilizar pasadores y bujes de acero inoxidable. Sin embnrgo uno de los

r 3 Suministro y manejo de cat1a de azúcar

problemas más comunes es el tratamiento térmico incorrecto, que se debe especificar cuidadosamente y cuya calidad debe ser verificada. Las especificaciones de materiales varían con la aplicación, pero placas de acero al carbono a los lados y componentes de acero inoxidable son normalmente encontrados en esta aplicación. Los componentes de la serie 400 de acero inoxidable pueden ser tratados térmicamente y podrían proporcionar la mejor combinación de dureza y resistencia a la corrosión. Las placas latemles de acero inoxidable se prefieren donde los conductores trabajan bajo condiciones calurosas y húmedas (ej. conductores alimentadores de difusores). En Australia los conductores de tablillas típicos utilizan cadenas tipo Walkers (eslabón fundido) de paso 300 mm, con pasadores y bujes también endurecidos. Algunos detalles de las cadenas empleadas han sido resumidos por McC11lkill (1991 ); estas generalmente exhiben una mayor resistencia nominal de 70 a ~IJ t. Las tablillas y los soportes de Lablillas varían de acuerdo a las preferencias particulares de cada fábrica. Las tablillas generalmente están espaciadas cada 6 o 7 eslabones. La velocidad de la cadena normalmente estú entre 0.4 y 0.7 m/s y los conductores pueden inclinarse hasta 45°. El fondo de acero es construido preferiblemente con acero 3CR12 para una larga duración. Más detalles sobre la selección de cadenas para conductores son presentados en la Sección 7.1.3.

3.5.4

Separador magnético

Es común instalar separadores magnéticos o imanes en el sistema conductor de caña. debido a que es casi imposible prevenir la entrada de pedazos de metal al sistema. La remoción de metales de esta manera se paga a si misma muy rúpidamente, pues el daño causado a los equipos de preparación de caña y a las mazas de los molinos puede ser muy severo, conduciendo a incrementar el tiempo perdido y reducir el recobrado. En caso de usar insertos endurecidos en los martillos de la deslibradora, el uso de un buen sistema magnético de separación de metales es mandatario. El sistema más común utiliza un electro-imán suspendido por encima de un conductor de banda. En este caso es deseable operar a la banda lentamente y con un delgado colchón de caña picada o trozos

de caña. de manera que todos los pedazos de metal puedan ser removidos de la cai1a. No es fúcil satisfacer los dos requerimientos al mismo tiempo. La banda debe ser plana y encontrarse firmemente soportada bajo el imán para evitar pandeo y lograr un espesor del colchón uniforme. El imán debe ubicarse tan cerca de la cm1a como sea posible y en algunos casos se requiere instalar un nivelador adelante del imán cuando el control de altura de caña en la banda es errático, o de lo contrario se presentaran atascamientos en el imün. El imán puede ser instalado en un deslizador sobre una viga, de manera que pueda apartarse del camino del wnductor para limpiar los trozos de metal adheridos dentro de una rutina diaria sin detener la producción. Alternativamente. el imñn puede volverse auto-limpiable mediante la instalación de una banda delgada que se desplace lentamente bajo la superficie del im<Ín, la cual mueve los trozos de metal hacia uno de los lados. Un sistema más efectivo incorpora al imán en un punto de transferencia, donde la caña se estrella contra la superficie del imán. La caña debe ser presentada al imán como una corriente desagregada en caída libre; así se logra una mayor eficiencia de remoción de metales. Leri::.ia y McDou¡::a/1 ( 1989) describen el uso de un imán de 11 kW para trozos de caña en la parte superior de la tolva de una desfibradora. Se cuenta con una placa inclinada de tal manera que los trozos de metal se alojan detrás de una proyección con forma de cuña sobre la superficie del imán. Este esquema puede emplearse en cualquier punto de transferencia, lo que sortea la desventaja de adicionar una altura extra a la tolva de la desfibradora. Con este arreglo, existe la posibilidad de que algunos trozos de metal sean reintegrados a la caña. Otra desventaja adicional es el hecho de que el slllninistro de caña debe ser detenido para remover los trozos de metaL

3.5.5

Accionamientos de conductores y control automático

Accionamientos de frecuencia variable. Los motores eléctricos de velocidad variable son los más utilizados. con variadores de frecuencia AC convirtiéndose en la opción m<ÍS popular. Otros sistemas de velocidad variable que se utilizan incluyen acoples magnéticos o hidráulicos. Los acoples magnéticos o de corriente Eddy. tipificados por aquellos

3.5.5 Accionamientos de conductores y control automático

suministrados por Hecll(l!l y Froude, son simples y contiuhles. pero los motores grandes requieren enfriaJllil!nto con agua y las características de In velocidml al acelerar Y decelerar no son consistentes. siendo afet:tadas por la carga instantúnca y por lo tanto afectando la calidad del control obtenida. Control de velocidad de conductores. Hay alrru!HlS conceptos búsicos incorporados en todos los ~istcnws de control de cnndut:lores: Todos los conductores funcionan entrelazados en un sistema en cascada, de modo que aceleran y desaceleran juntos. La velocidnd de la desfibradora y todas las picadoras son medidas y si en cualquiera de ellas se reduce la velocidad debido a sobrecarga, las velocidades del conductor(es) delante de ella son reducidas; por debajo de un límite mínimo todos los conductores precedentes se detienen completamente. La velocidad de cada conductor es medida con un radunetro en el eje de la múquina; la velocidad del eje del accionamiento no pennite reaccionar a eventos como rotura o deslizamiento de correas. Todos los accionamientos incorporan relés entrelazados, que detienen la operación por motivos tales como los siguientes: o condw:tores de adelante detenidos. o un molino o difusor detenido, o pici.Jdoras de caña y/o deslibmdora paradas. Controles y relés instalados en modo a prueba de fallas; en caso de cortes de energía el equipo se ddiene. Control del flujo de caña. El parúmetro básico de productividad a ser controlado es la tasa de molienda de caña. Esto puede ser conseguido de varias maneras distintas dependiendo de la planta y del equipo instalado. Para trenes de molinos, la velocidad del primer molino se <-üusta a un valor apropiado y el sistema de control se encarga de mantener una altura constame de cañi.J en la tolva del primer molino. El nivel en la tolva controla 1:1 velocidad del conductor que alimenta al primer molino. En caso de contar con una tolva alimentadora en la deslibradora. los conductores anteriores a la desfibíudora se regulan para mantener el nivel en esta tolva y la velocidad del alimentador de la destibradora se regula con el control de nivel de la tolva del primer molino.

R7

Para difusores, se utili7.an büsculas de banda en el conductor que alimenta al difusor para controlar la velocidad del conductor precedente que alimenta a este conductor. Similarmente. si la desfibradora cuenta con una tolva alimentndora, la banda pesadora es usada para controlar la velocidad del alimentador de la destibradora. En algunos casos no se emplean básculas de banda y en lugar de esto el flujo volumétrico de caña es regulado ajustando la velocidad del alimentador de la desllbradora, o en ausencia de este alimentador, mediante la medición de la altura de caña en el conductor de la desfibradora y controlando la velocidad de este conductor para mantener el producto entre altura y velocidad constante. Carga del conductor de caña principal. Una carga homogénea del conductor de caña principal facilita enormemente el trabajo del sistema de control y minimiza la posibilidad de que ocurran atoramientos de caña. El procesamiento de caña cosechada mecánicamente hace esta tarea mucho mús fücil, dado que esta caña !luye más l'úcilmente. En particular con tallos de caña enteros sin quemar, la caña tiene la tendencia de permanecer unida y conduce a la formación de aglomeraciones en el conductor. Cuando varios conductores paralelos alimentan al conductor de caña principal, es cumún tener un operador que controla la alimentación de los conductores paralelos para lograr una carga homogénea del conductor de caña. Esto es esencial en fábricas que tienen múltiples conductores paralelos y que deben mantener separadas las diferentes entregas de caña de manera que puedan ser identiHcadas y muestreadas después de la desfibradora. Una carga homogénea se puede lograr mejor bajo las siguientes condiciones: Con un solo método de entrega de caña. ej. vagones ferroviarios como en Australia, el fiujo másico de caña estú detenninado pnr la masa descargada y la tasa de volteado de vagones se ajusta en conformidad. Instalando celdas de carga en los conductores en la sección localizada debajo de cada conductor paralelo o mesa de lavado; la velocidad de cada conductor paralelo se controla para obtener una masa constante en aquella sección del conductor sobre la cual se descarga. consiguiéndose así un flujo de caña bastante uniforme.

Reji_•rc!lcill.\' pág. 89

88

3 Suministro y manejo de caña de azúcar

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Figura 3.13: Esquema del sistema de control de los conductores basado en mantener la velocidad del primer molino constante, eon el nivel de la tnlva del molino comrolando la velocidad de los conductores alimcmadorcs

Diagramas esqucmátit.:os de sistemas de control de conductores para alimentar molinos se presentan en las Figuras 3.13 y 3.14. Estos dos esquemas emplean estrategias ligeramente distintas. pero usando Jos conceptos descritos anteriormente. El sistema es muclw más simple cuando se alimenta caña trozada directamente a una desllhradora sin utilizar ninguna picadora. Un diagrama esquemático para lu alimentación de un difusor se presenta en la Figura 3.15; este emplea un conductor de velocidad constante después de la desfibradora. Una variedad de diferentes tipus de hardware puede ser emple<Jda para efectuar el control. La mayoría son fáciles de conilgurar. modificar, ajustar y son generalmente muy confiables. Lus controladores PLC son us<Jdos frecuentemente para manejar controles discretos y se enlazan e integran al esquema de control global. Tener toda la información en un solo sistema facilita la solución de problemas y la detección de fallas.

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Anon. { llJlJlJ): t\rmual Reporl of !he

Figura 3.14: Esquema del sistema de control como en la Figura 3 !3. pero con el nivel de la tolva del molino controlando la alimenwción de !u des libradora

2-1.

19ll~IYH.

de lirer :\.G.; Boas/ M.M \\'.; \\'úrlock B. {l!JR9): Thc agricultura! consequcr\\:c~ of harves1ing sugar!.:;mc !.:onlaining various arnounl~ uf lops and tras h. Proc. S. Afr_ Sugnr Teehnnl. A_<,~. (lJ. 107-1tll. "''/lea ..I.G.; Hud.\'{111./.C.; ;\leyer 1 .; 'lim<'S .1. ( J!ji)(J): Grccn !.:<me llarv!.:,!Íng and 1ra'h manat!cmenl. Proc. llll. So!.:. SU!.!
2:.:,

Figura 3.15: Esquema del sistema de control de conductores para un difusor, basado en un flujo de masa constante al difusor. controlando la vclneidad de los cnnductnres

H9

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YO

Yl

4

PREPARACIÓN DE CAÑA

4.1

Objetivos y medición de la preparación de caña

El proceso de reducir la caña alimentada al molino has la partículas de menor tamaño, adecuadas para el proceso de extracción, se denomina preparación de la caña. La reducción tle tamaño es conseguida generalmente con el uso de picadoras o cuchillas rotati\'as localizadas sobre el sistema de conductores de caña y/o el paso de la caña por una dcstibradora con marlillos basculantcs. La eficiencia y la capacidatl de la planta de extracción dependen cunsidcrublcrncntc de la preparación de la caña. El equipo de preparación de caña puede representar müs Jel15 % de la demanda total de potencia en una fábrica. El lipa de accionamiento empleado y la eficiencia con la cual la potencia es utilizada son por lo tanto muy importantes. En conductores de tallos enteros de caña normalmente se instala un nivelador antes de cualquier equipo de preparación para lograr una alimentación unifnnne a las picadoras. Con trozos de caña cosechada mecánicamente esto usualmente no es necesurio debido a que la manipulacüín de trozos facilita lograr un nivel uniforme en los conductores alimenWdDres en forma consistente.

4.1.1

Objetivos

Los objetivos de la preparación de caña son: Reducir el tamaño de las partículas de c;aña hasta un tamaño adecuado para su manipulachín en el proceso de extracción.

Romper tantas células portadoras de azúcar de la caña, como sea posible. para fncilitar la extracción de azLícar. Producir un material que tenga las características apropiadas para la molienda o difusión. Generalmente los requerimientos para la molienda y difusión son similares. El objetivo es reducir los tallos de caña hastn pequeñas partículas. que pennitan que el jugo sea fúcil de extraer, pero que preserven las propiedades requeridas para alimentar a los molinos. u las propiedades que permitan obtener un colchón no compactado en caso de utilizar difusión. Pulverizar la caña hasta obtener ·'aserrín" no satisface estos objetivos. La preparación óptima conduce a una condición donde la mayoría de las células que contienen azúcar estün rotas o abiertas, mientras que aún se encuentran presentes libras largas. Este tipo de preparación facilita la extracción del jugo. sea por molienda o difusión. La caña bien desfibrada tiene una mayor densidad que la caña preparada con picadoras. contribuyendo a una mejor alimentación de los molinos. Adicionalmente, las fibras largas obtenidas con destlbradoras llevan a que la caña preparada exhiba una tendencia a que sus partículas se enrede.n y agrupen mostrando cierta resistencia al esfuerzo de tensi6n. Esto es muy conveniente para la alimentación de los molinos. A medida que la caña prepamda entra a un molino. la interacción entre las fibras jala el colchón de caña hacia adentro del molino. Es ampliamente aceptado que la preparación de caña afecta la nlimentación de los molinos y por lo tanto su capacidad de molienda. Por consiguiente. obtener una preparación óptima brinda también beneficios en términos de capacidad de los molinos.

RcjL•r,•wius pdg. 11 .J

91

4 Preparación de caña

Se ha observado en la práctica que una preparación de la cuña de estas características se puede lograr más fácilmente con desfibrado intensivo empleando destibradoras pesadas y con un mínimo uso de picadoras. dado que el uso intenso de picadoras reduce la longitud media de las fibras. Con tallos enteros de caña se hace necesario instalar picadoras adelante de la des libradora para reducir la cafia hasta pedazos suficientemente pequeños que desciendan por la tolva de la deslibradora. En el caso de caña trozada. esta puede ser alimentada directamente a la deslibradora sin necesitarse de máquinas picadoras. Esta es una práctica generalizada en Australia. Con el objeto de lograr un máximo desfibrado con mínimo picado, se ha utilizado el concepto de cortar a los tallos enteros de caña en trozos más cortos que asemejen a los trozos cosechados mecánicamente con combinadas. Este enfoque ha logrado algún éxito luego de modilicaciones (Reid 1994) pero es poco probable que sea utilizado nuevamente (Renton 1991). Con una tendencia a máximo desllbrado y mínimo picado, Re id ( 1994) comenta: "El rol de la picadora de aula se ha constituido, por lo tanto, en el de 1111 dispositil•o 1wm usegurar que la de.~ji!Jradora sea alimentada wtifonnemell/e y que 110 existan condiciones que puedan causar ll/ommientos ". Sin embargo muchas fábricas todavía utilizan únicameme picadoras como método de preparación de la caña.

4.1.2

Efecto de la preparación de caña en la extracción

Para ambos procesos. molienda y difusión. un mayor rompimiento de las células que contienen azúcar resulta en una mayor extracción y en menor humedad del bagazo final. Esta última mejora la extracción y produce un material combustible que quema mejor en las calderas. Hugot ( 19R6), discute que el picado de tallos enteros de caña puede conducir a ganancias en capacidad. más no a ganancias en extracción. Con frecuencia. se cree que la preparación de caña es menos importante en un tándem de molinos que en la difusión debido a la reducción adicional del tamaño de partículas obtenida en los molinos. Sin embargo esto no es cierto, dado que los molinos pueden reducir el tamaño de las partículas de caña pero sin eliminar los pedazos más grandes. Esto fue claramente de-

mostrado en un trab;:~jo realizado por Moor ( 1974), que mostró como los pedazos más grandes de caña persistieron en el bagazo de un tándem de molinos y que estos pedazos contenían tres veces más azúcar que las panículas de menor tamaño. Luego de la instalación de la primera desfibradom Tongaat en Sunífrica. !11oor ( 1974) dió a conocer pruebas que muestran. para un tándem de 5 molinos, como un incremento del índice de preparm:ión (PI -ver Sección 4.1.3) de 77 a 91 condujo a un aumento en la extracción de 95.6 a 96.1 (;~. equivalente a 0.045 unidades de extracción por unidad de PI. El mejoramiento Je la preparación llevó a un aumento de la capacidad del molino de 4 %. El SR! de Australia realizó pruebas minuciosas en fábrica que establecieron como una desfibradora de trabajo pesado incrementó la extracción del primer molino en 1 %, mientras que el tándem de molinos mostró un aumento global de 0.05 a 0.06 unidades de extracción por unidad de PI incrementada. Sin embargo. Edll'Wtls ( 1995) dió a conocer resultados Jc molienda en los que se apreciaba que con el aumento de una unidad en el POC (poi en celdas abiertas) se lograba un incremento del 0.1 % en la extracción. Payne ( 1981) infom1ó como un aumento de cuatro unidades en el índice de capacidad de desplazamiento produjo un incremento del 1 % en la extracción: In cual representa un aumento de 0.:15 unidades en la extracción por cada unidad de cambio en el índice de preparación. El ingenio Lafourche de Luisiana instaló un desfibrador Fiberizer Silver, el cual se encontraba previamente operando en Texas. Al mismo tiempo, en el primer molino se remplazó la maza alimentadora y se instaló una tolva Donnelly: estos cambios buscaban afectar la alimentaciün del primer molino más que la extracción. La turbina de accionamiento no contaba con potencia suficiente (solo 16 (kW · h)/ tF) para cerrar las holguras de la desfibradora hasta Jos ajustes óptimos y la distancia entre martillos y yunque fué aproximadamente 3 1 mm. No obstante, el PI se incrementó desde valores por debt~jo de 68 hasta 87 y la extracción se incrementó en 3.1 %. desde 91.3 hasta 94.5 S(: (Rein 1001). Esto fué logrado a pesar de una reducción en la imbibición y un incremento de 18 0) en la tasa de molienda. con ayuda de las modificaciones al primer molino. Se cree que la mayor parte del mejoramiento en extracción fue debida a la instalación de la desfibradora, lo que corresponde a un aumento en extracción de 0.17 % por unidad de PI incrementada. Es probable que el

4.1.3 Medición de la preparación de caña

d'ccto de una desfibradora sea mayor cuando la extrw::cÍ(Í!l del molino se encuentra en niveles bajos. La preparación de caiia es la variable más importante en la extracción en los difusores. Si se quiere obtener una elevada extracción, es esencial que Ja caña sea preparada empleando una desfibradora Jc trab;:~jo pesado de manera que la mayoría de las celdas de caña con contenido de azúcar sean rotas o abiertas. Idealmente la preparación deberá producir un material donde todas las celdas están rotas pero donde sea aún evidente la presencia de fibras largas, Jo que originará un colchón de caña que es estable y sulicientemente abierto para lograr altas tasas de percolación. Hugot ( 19R6) concluye: "Finalmente, fa de;-,:fibradom es parricularmeme m liosa desde el fJ/11/to de l'ista .financiero: proporcimw ww mejora sustancial de extracciún, constituye ww protección contra piedras y peda::.os de metal que han escapado al separador magnético y cuesta sólo una tercem parte del costo de un molino mientras que retoma a l'eces muclw nuís".

4.!.3

93

70 o

65

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60

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50

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20 700

o

750 800 850 900 950 Densidad aparente de caña preparada en kgfm3

Figura 4.1: Relacirín entre la fineza de preparacirín y la densidad aparente de caña preparada (Cnmjiml ]1)70)

Medición de la preparación de caña

Debido a la importancia que la preparación tiene para el proceso de extracción, es importante tener la capacidad de medirla de manera rutinaria. Desafortunadamente la medición del grado de preparacüJn es difícil y los métodos existentes no son siempre cunllahles. Entre los métodos de medici6n de preparación de caña se incluyen: l. Densidad aparente; 1 Tamaño de partículas: 3. Grado de rompimiento de celdas. Para obtener una medición apropiada de la preparación. es esencial tomar una muestra representativa de caña preparada. Esta no es unu tarea fácil por vari
No es fácil tomar sub-muestras confiables y luego mezclarlas. Si la caña no ha sido finamente preparada, el muestren es frecuentemente sesgado al omitir pedazos grandes. Debido a que la muestra requerida es generalmente pequeiia. la inclusión o exclusi6n de un solo pedazo de caña puede afectar considerablemente al resultado. Una muestra obtenida utilizando una compuerta de muestreo a todo lo ancho seguida por un sistema de sub-muestreo automütico es probablememe lo ideaL tal como se usa en los sistemas de muestreo para pago de caiia. Marsm1 ( 1980) dió a conocer el complejo sistema que se requirió para poder obtener una muestra representativa de caña picada sobre una banda de hule. ·

Densidad aparente. La densidad aparente se mide comprimiendo la muestra de cai'ia preparada a una presión determinada durante cierto tiempo. Cn111fúrd ( 1970) describió un método donde se complime una muestra de 6.8 kg durante 5 minutos a una presión relativa de 103 kPa, mostrando que la densidad aparente está correlacionada con la llnew de la caña preparada. Así. con partículas müs llnas se logra una mayor densidad aparente (Figura 4.1). R~fen'm:io.l· piÍg.

1/.J

94

4.1 Picadoras de caña

4 Preparación de cafia

Se ha observado además que la densidad aparente estú correlacionada con los coeficientes de molienda (Murry y Holr 1967). Sin embargo, la densidad aparente también se ve afectada por el contenido de fibra. Un refinamiento de cslU técnica, que ha sido denominado número de tratamiento (Loughran y Muny 1989) incorpnra una corrección por composición de caña. particularmente por el contenido de fibra. Este requiere un anúlisis completo de la muestra de caña y por lo tanto no es usado rutinariamente.

Tamaño medio de partículas. El análisis del tamaño de partículas de caña mediante tamizado o zarandeado es altamente dependiente de la técnica utilizada. debido particularmente a que el material es bastante pegajoso. No obstante. una vez que se ha logrado instaurar una témic:a confiable, el análisis del tamaño de partículas de caña utilizando tamices puede brindar resultados müs confiables y reproducibles (Marsmt 1980). Ha sido demostrado que la superHcie especínca o fineza de la caña preparada tiene la mejor correlación con la máxima tasa de percolación a través de un colchón de caña (Lol'e y Rein 1980). Así. con preparaciones mds finas se obtienen menores tasas de percolación. Se mosu·ó también que el tamaño de partículas obtenido mediante tamizado afecta la densidad o compactación del colchón de caña, lo que a su vez también afecta a la tasa de percolación (Sección 6.1.3 ). Sin embargo. desde el punto de vista práctico no es posible proponer al análisis del tamaño de partículas de caña preparada como un método de rutina. l\iledicilln del rompimiento de celdas. El método de medición mds común cuantifica el grado de rompimiento de las celdas, revolviendo la muestra de caña junto con agua en un recipiente homogenizador o tumbler bajo condiciones estándar y efectuando una comparación posterior del poi o Brix del extracto con aquel alcanzado en un desintegrador. donde todas las celdas han sido rotas o abiertas. Generalmente los métodos de este tipo son los únicos utilizados rutinariamente. El índice de preparación (Pl) es utilizado en Suráfrica. mientras que el índice de capacidad de desplazamiento se usa en Hawaii (Pa.vne 1962) y la medición del ''poi en celdas abiertas.. (POC) en Austnilia. Todas estas mediciones pretenden evaluar el grado de preparaciLÍn midiendo la cantidad de azúcar que puede ser lavada o removida fdcihnente de una muestra de caña preparada. Este es un enfoque útil dado que la preparación es evaluada en términos de

cuan lista está el azúcar para ser extraída. Desafortu~ nadamente no es una medición reproducible debido a que se ve afectada por la variedad de la caña y el contenido de materia extraña. Sin embargo, es posi~ ble obtener una buena medida de la prep:uación de caña al promediar los valores medidos durante un día o una semana. En Surárrica se considera que un PI de por lo menos 92 es requerido para lograr una extracción superior a 9R% en un difusor. Payne ( 1968) en Hawaii sugirió que el índice de capacidad de desplazamiento debe ser por lo menos 94 para lograr una extracción igual o mayor a 97 f/L El índice de preparación (PI) ha sido adoptado por ICUMSA (Anon. 2005) como método oficial (GS7-3) y se describe en el Manual de Laboratorio Sudafricano (SASTA 2005). El método involucra revolver una muestra de 500 g de caña preparada con 3000 g de agua durante 30 minutos y la medición de Brix del extracto. Este es comparado con el extracto obtenido en un des integrador vía húmeda en el cual se emplea la misma proporción entre cai'ia y agua (333 g y 2000 g respectivamente). El Pi se calcula así: PI=IOO·II'Ds.T

(4.11

11 'ns.D

donde los subíndices T y D se refieren a las mediciones de Brix en el homogenizador (tumbler) y el desintegrador respectivamente. La medición Australiana de POC requiere revol~ ver una muestra de 1000 g de cafia con 1O 000 g de agua ( Cm11flm/ 1970) en un recipiente hmnogenizaH dor durante 1O minutos. El POC se calcula utilizando la siguiente relación: POC=

IOO·II's_T/II's.r.J·IIIw.n/mc.n lllw.IJ

lmc.D

+ (1- u·s.T 1IL's.n) · (1-1.25 · WF_c) (4.2)

En el desintegrador se utilizan 2000 g de caña y 6000 g de agua. lile. o y mw.n se refieren respectivamente a la masa de caña y de agua en el desintegra~ dor. Se asume aquí un 25 9;, de agua libre de Brix en la libra de la caña wF.c El índice de capacidad de desplazamiento de Hawaii mide la extracción de poi luego de revolver en agua durante 15 minutos (Payue 1962). Por con~ siguiente los tres métodos generan diferentes resultados. En general el PI y el POC son los métodos más aceptados. Es importante entender las diferencias entre estos métodos. particularmente con niveles de

preparación elevados próximos a 90. Existen varias razones para las diferencias numéricas entre los dos análisis. algunas de las cuales no son obvias. Estas son: 1. El PI usa Brix refractométrico mientras que el POC usa polarización. La pureza del jugo en el extracto del des integrador es más b~ja que la pureza del jugo en el homogenizador. Datos presentados por Payne ( 1962) muestran que si el Brix es utilizado para la medición en lugar del poi, dentro de un rango del índice de capacidad de desplazamiento de 91 a 95, el número obtenido sería menor cnn un factor promedio de 0.97 (entre 0.96 y 0.99). Es muy probable que este factor incremente con un tiempo de homogenización de 30 minutos. Asumiendo un factor de 0.96, el POC dl.'be ser mayor que el PI entre 1. y 4 unidades. 2. Debido a que el método del PI homogeniza o revuelve la muestra Je caña durante un periodo m~is largo, puede esperarse que resulte en una cifra más elevada. Datos presentados por Rein ( 1972) permiten inferir que el Brix del extracto luego de 30 minutos podría ser aproximadamente J .1 veces el Brix luego de lO minutos. Por t
95

de 90. Esto conduce a un material donde se pueden apreciar fibras individuales de hasta l 00 mm de longitud y que está libre de pedazos enteros de caña. En lugares donde no se utilizan desfibradoras de trabajo pesado, los valores promedio de PI obtenidos esttín aproximadamente entre 70 y go. Es muy importante que el método utilizado para medir el rompimiento de las ce!Jas sea especificado cuando se proporcione el índice de preparación.

Tasa de extracción. La tasa con la cual el azúcar puede ser lavado de la caña, medida por conductividad, es la base para la medición del índice de la tasa de difusión (DI?/) (Kenr et al. 2004). Este método evalúa la constante de tiempo de una relación exponencial que describe el cambio en conductividad a medida que agua cin:ula a través de una pequeña cama empacada de caña preparada. La ventaja de este método es el breve tiempo de medición (lO minutos por análisis), pero la tasa de extracción no sólo es afectada por el grado de rompimiento de las celdas, sino también por el Hujo de líquido circulante y por la densidad Je empaquetamiento en la máquina. Su utilidad no ha sido aún establecida.

4.2

Picadoras de caña

4.2.1

Niveladores

Los niveladores de caña se emplean sobre el conductor principal de cafia con el objetivo de obtener una altura estable del colchón de caña que alimenta a las picadoras o a la desfibradora. Los niveladores regularizan la carga sobre los equipos de preparación subsecuentes y ayudan a reducir la incidencia de atoramientos. Típicamente los niveladores operan a velocidades relativamente bajas· y con una altura de 500 a 1500 mm sobre el conductor. Las cuchillas niveladoras efectúan un mínimo trabajo de preparación y los requerimientos de potencia son bajos. El motor generalmente tiene que ser dimensionado para hacer frente, ocasionalmente a grandes montones de caña que de otro modo causarían un atoramiento en las picadoras, pero el consumo promedio de potencia es pequeño. En la Tabln 4.2 de la Sección 4.2.3, se presentan algunos datos típicos de potencia instalada. Rcfér.cwia.r ptig. 11-t

96

4.2.2

4 Preparación de caña

4.2.3 Velocidad de cuchillas y potencia requerida en máquinas picadoras

Arreglo de picadoras de caña

Las instalaciones de picadoras para tallos enteros de caña generalmente consisten de una o dos picadoras que se encuentran precedidas por un nivelador. Normahnente las máquinas picadoras utilizan cuchilJus rectas y con menor frecuencia cuchillas curvadas al estilo azadón. Las estaciones de preparación estándar en Australia en la primera mitad de los años 60s. antes de la introducción de cosechadoras combinadas trozadoras, consistían de dos picadoras seguidas por una destibradoru. Este arreglo es aún común en muchas áreas donde no se tiene caña trozada. En i"ábricas donde se utilizan solo picadoras, usualmente se cuenta con dos juegos de cuchillas rotativas. a veces denominudas como primera y segundu picudora. Velocidades periféricas o de punta de cuchilla de 60 m/s son comunes, con un rango de 30 a 80 m/s reportudo en Surüfrica (Reíd 1994 ). La primera picadora opera con una holgura de 200 mm o más desde el conductor de tablillas o el rodillo del yunque. mientras que la segunda picadora opera con una holgura de 50 mm o menos. La primera picadora efectúa cierta nivelación adicional del colchón de caña en el conductor. Generalmente se utilizan cuchillas rígidas, a menos de que existan numerosas rocas u otra materia extraña en caña. en cuyo caso se pueden emplear cuchillas basculantes para minimizar el daiio. En casos donde la segunda picadora trabaja directamente sobre el conductor principal, es esencial utilizar tablillas de acero y propnrcionar soporte Lldicional por dcln~jn del conductur en el sitio donde se efectúa el picado. Con la tendencia a un mayor uso de conductores de b<1nda, han sido adoptadas diferentes configuraciones. Dado que la banda puede resultar esu·opeada en el punto donde se realiza el picado, las picadoras se instalan de manera que las cuchillas corten contra el eje de cabecera del conductur o preferiblemente contra un rodillo de yunque, que se ubica justo en frente del eje de cabecera del conductor de banda. Esto se muestra esquemtíticamente en la Figura 4.2. La caña que sale de las picadnras a elevada velocidad se hace golpear contra una placa por encima del siguiente conductor de banda para prevenir el impacto directo sobre la banda. Generalmente una placu plana es instalada pur debajo de las bandas, de manera que si una cuchillu se desprende y golpea u la banda, no sea cnpaz de penetrarle y causar daños más severos.

Amatikulu. Generalmente se pueden alcanzar valom:ís ~levados de preparaeiém utilizando cuchillas romas sin Ji lo. que por ende actúan más como una dcslibradora. Sin embargo. lograr una buena capaci~ Jad de procesamiento con cuchillas romas puede ser difícil. El uso de cuchillas romas y holguras estrechas en Con~ Texas han permitido alcanzar preparaciones del orden de 85 medidas con el método de Luisiana, que tiende a dar cifras ligeramente más elevadas. Un Pfligerarniente por encima de 80 es probablemente el límite para picadoras convencionales. La rotación convencional de cuchillas picadoras significa que la picadora gira en dirección tal que las cuchillas se mueven por debajo del eje en igual dircccitin que la caña sobre el conductor. En algunos casos ~L: utiliza rotación inversa, en un intento de alcanzar mejor preparación de la caiia con máquinas picadoras. El viejo ingenio Empangeni en Surürrica logró obtener un mayor PI utilizando dos picadoras, empleando en la segunda, cuchillas basculantes de rotw.:i()l! inversa y con un yunque por encima de la pieadora. Las cuchillas basculantes fueron necesarias para n1inimizar daños causados por materia extraña. Se necesitó instalar un tambor alimentador an·iba del colchón que alimenta a la picadora para prevenir que la caña fuera arrojada arriba y hacia atrás. Esto fue el resultado de esfuerzos tendientes a mejorar la preparación para un difusor de bagazo y llegó casi a asemejar a una desfibradora. Valores promedio de zafra del PI en el máximo rungo de RO fueron reportados durante las cuatro últirnus zafras antes del cierre Jc esta fábrica. Esta configuración de picadora con rotación in~ versa también se muestra esquemáticamente en la Figura 4.2 C. El tambor alimentador tiene un diámetro similar al diámetro descrito por las cuchillas de la picadora y gira con una velocidad cercana a la velocir~s

Conductor de tablillas de acero

~ero;

de becde

17)\

-----,08~ Rod1llo de

e

tablillas de acero

Figura 4.2: Representación esquenHÍ!ica de diferentes conllguraciones de rmíquinas picadoras A Dos picadora:. sobre cunduc!Or de tablillas de acero; U Picadnra cnn cnnductor de banda: C Picadora de rotacitín inversa con tambor alimentador y yunque.

Las picadoras por si mismas no pueden llegar a proporcionar el grado de preparación que es posible con una desfibradora. Lu acción de las cuchillas es cortar la caña en trozos más pequeños, dejando una gran proporción de celdas sin romper. Moor (1974) obtuvo vulores de PI de 65 a 70 en Maidstone y Marso11 ( 1980) valores entre 62 y 83 en

Tabla ·U: Requerimientos de potencia instalada en nHí~ quina.\ picadoras y desfibnu.Joras (en (k\V- h)/tcJ sugeridos por Nicklin ( J 967) Máquina de preparación

Tallos enteros de caña

Caña trozada

Picadora# 1

I.R

D.--l-5

Picadnra # 1

1.9

0.67

Dl.'sJlhradoru

1.7

1.711

97

dad del conductor de caña que alimenta a la picadora. El accionamiento típico se hace con un motor de 37 kW pura conductores de 2.1 m de ancho. Este sistema se ha adoptado ampliamente desde entonces, debido a su capacidad de alcanzar muyor PI.

4.2.3

Velocidad de cuchillas y potencia requerida en máquinas picadoras

Las picadoras pueden ser accionadas utilizando motores eléctricos ó turbinas de vapor con transmisiones reductoras para llegar a velocidades en el rango de 400 a 700 min- 1• Las velocidades promedio están alrededor de 500 u 600 min- 1, con la segunda picadora girando en algunas ocasiones más rápido que la primera. La potencia consumida debería estar relacionada con el mímero de cuchillas. el diámetro descrito, el paso entre cuchillas. la holgura de trab;:~jo, la profundidad de corte y otros factores tales como fricción etc. En la práctica, solamente el flujo de caña y el contenido de libra parecen ser importantes. Hu¡:ot (1986) sugiere que la potencia estü relacionadu mús con el 11ujo de fibra que con el ftujo de cuña. La potencia instalada en la práctica debe ser capaz de manejar envíos ó consignas ocasionales de caña sucia de baja calidad, las cuales generalmente requieren mucha más potencia que un mayor liujo de caiia limpia. Extensas pruebas sobre la configuración de máquinas picadoras realizadas por Nicklin (1967) en cuatro fúbricus de Australia establecieron los requc~ rimientos típicos de potenciu instalada que se presentan en la Tabla 4.1. Los requerimientos de potencia instalada para \u preparación de tallos enteros de caila son mayores debido a mayores fluctuaciones de p~Hencia que aquellas experimentadas cuundo se procesa caña trozada cosechuda mecúnicamente. El tamaño del motor es dictado por el rn:íximo valor de los picos de carga. Se nbserv6 que el acoplamiento de los accionamientos de las dos máquinas picudoras redujo los picos de carga en aproximadamente 15 %. Las velocidades típicas de las picadoras eran 500 a 600 min- 1 con düímetros de 1500 a 1700 mm. Esto corresponde a velocidades periféricas en el rango de 40 a 53 m/s. Las holguras típicas estuban cerca de

F 4.3 Deslibradoras

4 Preparación de caña

98

yores que !os valores reportados por Nicklin (1967), rellejando la tendencia más reciente a dedicar müs potencia para lograr un picado más intensivo. La potencia requerida depende del diseño de las máquinas picadoras. Para picadoras que busquen operar con un máximo desempeño, la Tabla 4.3 presenta recomendaciones sobre la potencia específica a instalar y la velocidad periférica en la punta de la

Tabla 4.2: Valores promedio de la potem:iu instalada en fúhricas Surafricanus, mostrando el rango de valores entre paréntesis

ivltíquina de prcparudón

(kW · h)/tr

(kW · h)/tc

H (2.~25) 18 (H-38)

1.2 (0.3-3.8) 2.7 (1.1-5.6)

Nivelador Picadora convencional

PicaJnra de rotación inversa

24 ( 15-35) 3.6 (2.1-5.4)

A

410a 650 -

¡;~}~ e 70

_j

.:- 00

.·· Bisel

cuchilla. B

400 mm para la primera picadora y eran menores en la segunda picadora. Las cifras presentadas para desfibradoras se rdlcren a dcsfibradoras de trabajo liviano que se usaban en ese entonces. Desafortunadamente los niveles de preparación no fueron medidos en estas pruebas. Se determinó que era deseable proveer a los motores de las picadoras con resistencias en los circuitos del motor, de manera que se pudiera presentar cierto deslizamiento y minimizar los incrementos de corriente. Hugot (19R6l di6 u conocer valores dados por FwTel pura la potencia consumida en picadoras operando a 600 min- 1de 1.8 (kW · h)/tc con un paso de cuchillas de 20 mm y una holgura de 15 mm y de 1.5 (kW · h)/tc para pasos de cudlillas de 3H-50 mm con holguras de 150-200 mm. La potencia instalada debe estar 33% por arriba de estas cifras. La potencia específica instalada en fábricas Surafricanas se presenta en la Tabla 4.2. La potencia promedio instalada en máquinas picadoras en fábricas de azúcar al sur de África es 50 (kW · h)/tF' con la mayoría de fábricas en un rango de 30 a 70 (kW · h)/tF. Esto corresponde aproximadamente a 7.5 (kW · h)flc Estas cifras son ma-

Tabla 4.3: Potencia inswlada, velocidad periférica y holgura recomendadas para máquinas picadoras de caña Potencia específica en (kW · h)/tF Nivelador Picadora# 1 Picadora# 2 (trabajo pesado)

Toml

Velocidad periférica de punta en m/s

Holgura típica de punta en mm

fi

50

!5

60

1000 200

2l)

60

50

50

4.2.4

Detalles sobre cuchillas y rotores de picadoras

El rotor típico de máquinas picadoras consiste

de un eje sobre el cual se montan 20 o más brazos soportes de cuchillas. Las cuchillas se fijan en los extremos de cada brazo, los cuales se montan esca~ lonándose angularmente a \u largo del eje. Las cuchillas pueden construirse de manera que sean fácilmente removib\es para su recmplazu o reconstrucción. El paso entre cuchillas es típicamente 150-200 mm para primeras picadoras y 50-75 mm en segundas picadoras. Generalmente el diámetro descrito por la punta de las cuchillas se encuentra en el rango de 1.5 a 2.4m. En casos donde no se cuenta con dcsilbradoras, las picadoras usualmente tienen que ser más robustas. algunas veces incorporando martillos basculantcs para minimizar el daño debido a rocas o pedazos de metal. Sin embargo, si no cx.iste presencia de rocas es preferible utilizar cuchillas rígidas, dado que requieren menos mantenimiento. Las cuchillas pueden sujetarse con tornillos a los brazos soporte o utilizando un sistema de suelte rápido en el cual un solo pin sujeta la cuchilla al brazo. La fuerza centrifuga y la fuerta de reacción de la caña sobre la cuchilla actúan ambas cñ la misma dirección, manteniendo a la cuchilla ubicada firmemente en su posición de operación. Las cuchillas generalmente son construidas a partir de platinas de acero templado de aproximadamente 20 mm de espesor. Pueden proveerse nlos de corte mediante forjado o cortando con gas biseles sobre la cara de ataque que enfrenla a la caña y la cara en la punta. La superficie plana usualmente se protege con una capa de recubrimiento duro que refuerza al honJc dl' corte. A medida que el acero de la cuchilla se Jcs~ gasta, el recubrimiento duro permanece y mantienl' la arista de corte afilada.

1

Recubrimiento duro Cordones de recubrimiento duro

E---------------

Ü.

~

·~--¡-=~-~

Inserto de Domite afilado

Figura ~.3: Ejemplos del diseño de cuchillas picadoras , A. Cud11lla con durn- l' ·'c-·,,_, 1">n' 1 sue 1te ra• recubrimiento • ._ <1 le p!do: B Ctldlllla con msertn de metal d (D . .

11

rnensiones ~ mrnl.

.

uro

mmtc) (di-

Insertos metálicos duros de hictTo bl·tn, • < CO (Al·· edlcrrosas de alto contenidtJ de !.:rumo , ene1urecJ:la~. que se venden bajo el nombre comercial "Domile ) se ln:n logrado utilizar exitosamente en numerosas . _ apl!cacinnes en industrias· do nd e 1·a matena cxtrana tal .como . . . d • . rocas no está present c. 1~os• msertos y e:-uencnlmente '¡nsat·ts·t'ac tanos . en .•uros • • son lra!!Jles .__ ' ::l!·c~s ~L~nde_abunden las rocas. Diseños de cuchillas dustrados en la Figura 4"3. E~n ,¡·1 gunos. ,tpK:os . _ son .. _ c:Isos se utdiZan como insertos barras de D . sm al'\· . F-. . . · omtte 1 .Jl, .Js cu.des se ha encontrado que . . müs ., .·. consumen ... po 1t:llcJ.I y logran un mayor errrado de prep·tr't CJOn' ·¡ · ' ,.es o se aproxuna más al desfibrado de caña. •

Ctof\CS .

4·3

Desfibradoras

. actuan . , Jh·Las desfihnd · - · or.¡s de una manen aiuo :, lnta a las pi .. d . M . ' e montado. _· e,_¡ oras. artdlos basculan! es rotan de<:· . . s sobre un rotor entre 1000 y 1200 min··l --Crt 1llC!ld(1 (_r • , lA h· . . m metros de barrido en el ranno de
99

locidades periféricas de las puntas de aproximadamente 100 m/s. con un rango entre 65 V 110 1. L ·u m s. os martJ os se posicionan dejando u~a estrecha l~olgu.ra ,entre_ la punta d~l martillo y un yunque que cuenta con • b.1rras locahz·¡d·ts .· .· ' < • ell p OSIC10nes annulares de 1os mar~ o ·1 apropmdas respecto a la rot't"t'o'n <" 11 los. El uso de fotografía de alta velocid·td p 1· U · ·d d d Q < , or a mve_rsi .a . e uc~nsland, mostró que el impacto de los ro m.Irtillos revJcnta a los pedazos. de c<"l-n.~. .<~ mee 1 a que estos caen libremente en la deslibradora (Citffen y !vlcGinll 1974) · Es· '¡¡nport·an te ult·¡·¡zar holg~tnlS estrec.has para lograr una preparación fina del tipo requendo, es decir con presencia de fibr·¡ largas. La principal función de las barras del que pare~e ser retornar a las partículas dentro de la tr~ye~tom~ ~e los martillos de manera que puedan ocuJTI r mas Impactos. , Moor (1994) describe el desarrollo de las destibradoras de trabajo pesado, hasta el pumo donde valores de PI mayores a 90 se hacen posibles. Estas desfibrad_oras generalmente están provistas de urandes cada uno pesando de 10,a-'0 I·~g,ed'IS.b marllllos, 'd 11'1 Ul os de manera que los martillos cubren co~pletamentc el ancho de la dcslibr·¡dora . . · ' · Los. yunques son aJUStable.s para permitir tener las pequeñas holguras requendas. ... Dado que el tipo de preparación óptima es más f~c_Il ~~ logr~r co_n una des libradora que con máquinds ~tcadoras, existe una tendencia global hacia más deshbra~o y menos picado. Una sola desfibradora de trabaJO pesado con caña trozada puede lonrar el grado ?~ preparación requerido y permite t;ner una estaciOn de preparación más' ·sim¡>lc . 1· · Ad'!ClOna mente se hace posible el empleo de tJan d as como c~nducto:es de caña en lugar de conductores de ta~hllas. mas costosos y que requieren mantenimiento llltCnSIVO. La ~~scrvaci?n de Hugo/ (1986) es interesante: .La t~e.:fJ!J:·adora e~~mpfe un rol que ni fas eiutdow,\ 111 Jos mofmos pueden rcafi:w: Esta establece 1111 estado de subdil'isiún que lácifita cnormememc e/ trabajo de los molillos. ;,

vu~~

4.3.1

Tipos de desfibradoras

Antes ~e mediados de 1960s, existían básicamente dos ttpos de dcsfibradoras de martillos bascuno e ran muy lantes ~la Searby y la Gruendler• Estas • <

Rcfereucius pdg. ¡¡.¡

4 ·3 ·1 Tipos de destlhradoras

4 Preparación de caña

101

100

diferentes en construcción, pero la Seurby tenía martillos relativamente livianos (2 a 3 kg), mientras que la Gruendlcr tenía martillos más pesados (6 a 7 kg). Ambas máquinas operaban típicamente a 960 min- 1 con un diámetro de 1520 mm. resultando en una velocidad periférica en la punta de 76 m/s. El tamaño de los martillos se im:rcmentó progresivamente en las unidades Searby hasta 6 kg. pero se experimentó un desgaste severo en los martillos y barras debido al movimiento basculante de los martillos. El peso de los martillos de las dcsfibrudoras Gruendlcr también se incrementó con el tiempo hasta aproximadamente 10 kg. Se efectuaron arreglos para instalar volantes en el eje de la máquina. El interés en difusores y el reconocimiento de mejoras en el desempeño debidas a una preparación de caña más fina condujeron al desarrollo de máquinas para alcanzar elevados niveles de preparación. Esto se evidenció inicialmente en Hawaii (Puyne 1968), donde las desfibradoras de martillos basculantes fueron recomendadas como el equipo más adecuado para la preparación de caña. Sin embargo, Payne introdujo dos etapas de desfibrado u continuación de una picadora ligera para poder lograr el grado de preparación requerido. 1nquietudes de que una preparación fina pudiera causar dificultades de alimentación en los molinos fueron disipadas con el uso de rodillos alimentadores, tolvas alimentadoras y haciendo más áspera la superficie de las mazas. Las técnicas modernas de recubrimientos duros redujeron el desgaste de los martillos. Los tipos de desfibradora pueden clasificarse

asl:

Desfibradoras de trabajo liviano. Estas están representadas por las dcsfibradoras Searby y Gruendler mencionadas anteriormente. Existen aún varias de estas máquinas en operación. pero no son efectivas para alcanzar la buena preparación que generalmente se necesita en los molinos o difusores modernos. Ninguna nueva desfibradora de este tipo ha sido instalada.

Desfibradoras de trabajo pesado. Los tres tipos principales de deslibradoru de trabajo pesado son: \. Deshbradoras Silver- Buster y Fiberizer- Estas desfibradoras de martillos basculantes fue-

ron desarrolladas en Hawaii, donde trabajaron en serie y lograron consistentemente índices de capacidad de desplazamiento por encima de 90, aptos para difusión o molienda. con un consumo de potencia de hasta 130 (kW · h)/tF Ambas máquinas contaban con rodillos alimentadores de velocidad variable instalados por encima del rotor. La Buster tenía un yunque con espacios abiertos entre las barras, mientras que el Fiberizer era más parecido a las desllbradoras convencionales. La configuración de estas máquinas se basó en la creencia de que eran necesarias dos etapas de desfibrado para lograr la preparación requerida. Esto ya no es válido y estas desfibraduras no se encuentran en nuevas instalaciones.

A

Desfibradora Walkers de trabajo extra pesado - 1nicialmente fue introducida con un diámetro de 1.53 m usando martillos de 15 kg que rutaban a 11.00 min- 1 y consumían 75 a 80 (kW · h)/tF Las versiones siguientes han incrementado el diámetro hasta 1.83 m y están provistas con rodillos alimentadores, no cuentan con picadoras precedentes y tienen un amplio úngulo de arropamiento sobre el yunque. Una desfibradofa similar es también suministrada en Australia por Bundaberg, que actualmente ha absorbido a Walkers. 3.

Caña alimentada

Yunque

, Salida de carla desfibrada

Barras del yunque

Figura -1.4: Desllbmdnra Tongaat (cortesía Ue Fletdter Smidth) A Vista de curte: U Vista en corte isnmélrico

B

Desllbradora Tongaat - Fue desarrollada en Suráfrica siguiendo a los desarrollos en Hawaii y Australia. Es semejante en dimensiones y en velocidad a la unidad Walkers, pero tiene un rotor con placas separadoras perfiladas que se alternan escalonadamcnte en lugar de discos circulares y espaciadores. Típicamente se utiliza un juego de !68 martillos de '20 kg cada uno distribuidos en 8 o JO lilas. El diámetro descrito de barrido fue inicialmente 1.5 m. pero deslibradoras posteriores han tenido un diámetro descrito de 1.8 m. El ancho de los martillos estú determinado por el espesor de las placas. La mayoría de deslibradoras de este tipo tienen :2.13 m de ancho, aunque también se han suministrado unidades más amplias. Este diseño fue licenciado en Brasil y en otros sitios. sien· do común encontrarlo en muchas áreas de caña de azúcar. Los detalles se ilustran en la figura

4.4.

Re(erenda.1·¡){ig. ¡ ¡.¡

4 Preparación de caña

102

4.3.3 Factores que afectan la preparación de cai'ia

Desfibradoras hibridas. Varias máquinas de preparación que no se pueden c\asili~ar claramcn~c como picadoras o des libradoras han stdo desarrolladas hasta el momento. El Unigrator fue desarrollado para cortar y desfibrar caña y se utilizó amp.lia_mcntc durante aproximadamente 30 años. En Brasil fue desarrollada una desfibrudora que opera sobre un ~~n­ ductor inclinado de tablillas de acero Y que se ut¡\tzu ampliamente en Suramérica. A partir de estos dos se ha desarrollado una dcsfibradora para tallos enteros de caña, la cual tiene alimentación horizontal y un rotor instalado al final del conductor. Estas desfibradoras han operado con diferentes grados de éxilo de acuerdo con los requerimientos locales. Detalles se presentarán en la Sección 4.3.5.

4.3.2

. 1· L't' ·seuunda configuración es la preferida de ::

ntv~

B Rodillos alimentadores

Alimentación de desfibradoras

Es necesario lograr una alimentación estable de las desfibradoras para obtener consistent_emeJ~te buenos resultados de preparación sin tener picos ~~H necesarios en la demanda de potencia. Varias co~~~­ guraciones han sido propuestas para la _a~i~1entac1~n de las dcsfibradoras. Es importante dmgtr el fluJO de caña hacia el 'nip' o apertura donde los martillos encuentran el área del yunque. La caña choca con~ra la placa de alimentación y se desliza h~sta el ~'?· Es también importante que la placa de ahmentac10n este a ras con la arista de la primera barra del yunque. La proyección de la primera bmTa caus:' pulsos en la alimentación y puede causar atoramientos ( Greenn•ood 1971 ). En Suráfrica varias instalaciones cuentan con un juego de cuchillas paleadoras que P!·opul~an a la caña hacia la desfibradora. Estas cuchillas tl~nen velocidades periféricas de punta que son apr~-:-~~~a­ damente iguales a la mitad de la veloci~ad p~n-fcnca de la desfibradora y efectúan un trabaJO mmu~culo en términos de preparación, lo que se cviden:m en un mínimo desgaste de las cuchillas. Dos configuraciones diferentes de alimentación se presentan en la . , 4 ..,J. La primera configuración representa el F1gura diseño original para Felixton en Suráfrica (Rell~on 1992), que no ha operado satisfactoriamente d~b1do a que la caña "trozada" en la fábric~ ~o descJende por la tolva de la desfihradora como SI fuesen t~ozos de caña cosechada mecúnicamente; se encontro que la caída intermitente de caña dificulta el control de

e

yunque

. . 4.•=·,, Cunli"uracilÍn de la estación de , . preparación F 1gur.1 en Felixton (A) y una configuración prefenble para estación de preparación (B) de acuerdo con Renton ( 199:!)

Picadora

Des-

--- fibradora

Figurn .t.(l: Conllguración de una des libradora de trabnjo pesado alimentada con picadora

, , dn con Rento//, que cuenta con una tolva de acucr . . .• d'll . . t·tcitJn verttcal e me 1uye uos ro 1 os a 1unen·tluncn • 'ta d()]!,.;. --·s -v un ""paleador" con •cuchillas que empujan • lacar-1••1 11••1cia elntp . de. la dcshbradora. Un arreglo mas s1mple es empleado en algunos casos. e! cual utiliza un juego de cuchillas que cortan obr~ e1 ~jede cabecera del conductor que alimenta ~ la Jcsllbradora. dirigiendo a la caña hacia la placa alimentadora u hacia el nip de la desfibradura. Esto se muestra en la Figura 4.6. Un juego de cuchillas ;ll'tuando como paleador a una mayor distancia del eje de cabecera también puede trab<~ar de igual manera. Crawfúrd ( 1970) propuso como configuración óptima una tolva inclinada 60° con respecto a la horizontal provista con un par de rodillos alimentadores. Leti:.ia y 1HcDougalf (l9H9) describen el desarro!lo de una máquina desfibradora de trabajo pesado alimentada con una tolva a un ángulo de 60° y con un par de rodillos alimentadores. El ángulo de contacto en el rodillo inferior fué reducido a 55o para lograr confiabilidad en la alimentación. Si no se cuenta con un pateador, normalmente se emplea una tolva vertical. Se supone que el uso de rodillos alimentadores resulta en un mejor desempeño, asegurando que la deslibradora no sea sobrecargada y conduciendo a un consumo de potencia más regular. Los n1dillos también proporcionan una reducción de nlido signilicativa y además pueden ser empleados como método para controlar la tasa de molienda en la planta de extracción, aunque Mar.1·m¡ ( 1980) muestra que con una misma velocidad de los rodillos alimentadtJrcs la tasa Jc caña sin quemar es aproximadamente ~O e;~ inferior que la tasa de caña quemada, es decir que la capacidad volumétrica es afectada por la presencia de materia extraña. La experiencia en Australia sugiere que una tolva venical con rodillos alimentadores trabaja satisÜtctoriaJncnte, sin necesitarse cuchillas pateadoras. Este sistema es más simple que las instalaciones mostradas en las Figuras 4.5 y 4.6. Flande1:\' et al. (191)~) presentan detalles de la instalación de algunas desJlbradoras Australianas. Los rodillos alimen!iJdores requieren muy baja potencia, típicamente alrededor de 10 kW, aunque la potencia instalada es mucho mayor. Algunas nuevas instalaciones utilizan motores de velocidad variable montados sobre brid¡¡s con transmisión reductora en cada rodillo.

103

De acuerdo con Ctdien (19H6), los rodillos alimentadores mejoran el desempeño debido al amplio ángulo de arropamiento que se logra.

4.3.3

Factores qne afectan la preparación de caña

En Australia se realizaron una gran cantidad de estudios para identificar los factores que afectan al grado alcanzado en la preparación de caña. La velocidad de operación de los martillos ha mostrndo tener el efecto más significativo. La operación de una desfibrad ora a 1200 min- 1 en lugar de 960 min- 1 mostró incrementar el POC en 6 unidades (Ctdlen l9S6). Estos corresponden a velocidades periféricas en la punta de 91 y 73 m/s respectivamente. La apertura o ajuste entre los martillos y las barras del yunque tiene poca inlluencia en el rango de O a 1O mm de apertura. Sin embargo, por encima de este rango el PI alcanzado puede caer rápidamente a medida que la apertura se incrementa (Mar.\'un 1980; Culie11 1986). Marson (1980) mostró también que la velocidad de la desfibradora tiene el mayor efecto sobre la preparación, mientras que el flujo de caña y el grado de picado alcanzado previamente a la desfibradora no tienen efecto significativo. Ctlilen ( 1986) confirmó que el nivel de preparación de caña picada entrando a la desfibradora no tiene efecto sobre el PI alcanzado. Esto soporta la teoría de que usar picadoras antes de la desfibradora es innecesario y no mejora significativamente la preparación. Se considera que el número de filas de martillos y la masa de los martillos tampoco afectan la preparación alcanzada. Otilen y McGiw¡ ( 1974) mostraron que martillos de 15 kg no basculan hacia atrás. Por Jo lanto no puede haber justificación para el empleo de martillos más pesados. Se espera que el efecto del ángulo de arropamiento del yunque sea significativo. Dado que se asume que la función de las barras del yunque es propulsar a los trozos de caña dentro de la trayectoria de los martillos de manera que puedan ocurrir más impactos, un mayor ángulo de arropamiento debe facilitar un mayor número de impactos. El incremento de la longitud del yunque de 90° a 1600 aumenta el POC enlre 3 y 7 unidades, dependiendo de la configuración (Cttllen 1986).

Neji!rencia.r ptÍg. JJ.J

4 Prep
104

Se bn reportado que el grado de preparación alcanzado con una misma potencia varía con diferentes variedades de caña (Ctdle11 1986), sugiriendo un efecto de la dureza de la caña.

4.3.4

Tamaño y capacidad de desfibradoras

La capacidad de una desllbradora es proporcional a su amplitud y raramente excede 250 tc/h por m de ancho (Citfleu y McKay 1993). Sobre esta base, una desfibradora de 2134 mm de ancho deberá tener una capacidad máxima de 534 te/h. Una extensa experimentación con una desfibradora Ue trabajo pesado de 2134 mm de ancho en Amatikulu llevó precisamente a tasas de 534 tc/h y 76 trJh (Marsm1 1980). Esto confirma que la cifra de 250 tc/h por m de ancho es posible, aunque Marson no intentó examinar el límite de capacidad. Experiencias posteriores en Tailandia han mostrudo que tasas significativamente mayores. de hasta 350 tc/h por m de ancho, son posibles siempre que se cuente con un alimentador. Pero esto aún necesita ser confirmado operativamente en la pnlclica. La capacidad es afectada por la forma en que la deslibradora se alimenta. Una alimentación estable y dirigida hacia el nip entre los martillos y la entrada del yunque debe brindar múxima capacidad. En el caso de que la potencia del accionamiento sea un factor limitante, elevados niveles de materia extraña en caña limitanín la capacidad debido a que la potencia requerida para procesar caña sucia es müs elevada. Si se expresa la capacidad en términos de la tasa de libra. se podrá llegar a tomar parcialmente en consideración este efecto.

4.3.5

4.3.5 Desfibradoras hibridas

el paso de piedras y pedazos de hierro. Una versión cuenta con martillos basculantes para mayor protección. El rotor gira a velocidades de hasta 1000 miwl, lo cual con un diámetro de barrido de 1.68 m conduce a velocidades periféricas de punta de H8 m/ s. La potencia instalada es aproximadamente 15.5 (kW · h)/tF (aproximadamente 2.3 (kW · h)/tc). Puede manejar tallos enteros de caña, combinando picado y desfibrado en una sola máquina. aseverándose que es posible alcanzar hasta 81 POC. Sin embargo se requiere un tlujo muy uniforme de caña a la máquina o su operación es errática. Una solución para este problema es la instalación de un tambor alimentador montado arriba del colchón justo antes de que la cuila entre a la míiqui~a.

Dcsfibradora Copcrsucar. La primera úesfibradora horizontal en Brasil fué instalada por Deon Hulett (Crossnw11 1994). Esta es similar en el arreglo de picadoras de rotación inversa de Suráfrica, con una placa yunque por encima del rotor y un tambor alimentador frente al rotor. La máquina funcionó con una velocidad periférica en la punta de los martillos de 60 m/s, mientras que el tambor alimentador tiene una velocidad de 15 a 20 1/d mayor que la velocidad del conductor. Se utilizó una apertura estrecha entre la punta de los martillos y el conductor. Un arreglo típico se presenta en la Figura 4.7. Esta hace uso de un rotor tipo Tongaat pero con ve-

.·Jades que se parecen más a las de picadoras que 1 "" '"" de b arr~"d o_de1 roto: es Jedesfibradoras. E··1 uwn.tetro 1 'i1 ó un 111 y la velocidad es de 7J0 o 630 111111'"' 1 ~;a obtener una velocidad periférica en la punta de ~O m/s. El rotor es similar al empleado en desfibradoras de trabujo pesado y la holgura con conductor es de 20 mm. El tambor alimentador tiene un diíirnetro de aproximadamente 0.!5 veces el diümetro de la deslibradora y gira a 12.5 min- 1• Se alcanza un índice de preparución de !50 a 85.

Dcsfihrndura de tallos enteros. En Hawaii, Suflil'llll modificó un Unigrator adicionándolc justo

antes de la müquina un tambor alimentador motorizudo. Posteriormente un Unigrator fue modificado v actualizado en Mauricio, el cual evolucionó a una dcs!ibradora para tallos enteros. El desarrollo de estas máquinas se encontró con numerosos problemas, pero actualmente existen varias unidades operando en diferentes países Africanos con diferentes grados de éxito. Las unidades más satisfactorias parecen haber sido las que operan en Mauricio. Un arreglo típico general se presenta en la Figura 4.8. Es vital lograr un<J alimentación estable y de altura constante a la des!ibradora. por lo cual estü precedida por dos tambores peinadores para este propósito. Un tambor alimentador de amplio diámetro comprime la caña alimentada a la desfibradora, siendo accionado por un motor de frecuencia variable de manera que su velocit.htd periférica coincida con la velocidad

Tambor peinador No.

105

del conductor. Un rotor con martillos basculantcs de trab~jo pesado puede ser instalado por encima del conductor de tablillas o luego del eje de cabecera del conductor como se muestra en la Figura 4.!5. La desfibradora gira hacia arriba a través del colchlm de caña y desfibra a la caña contra el yunque. Se ha reportado que la preparación obtenida es muy buena y adecuada para molienda o difusión. Valores de Pi por encima de 90 pueden ser alcanzados con una sola etapa de preparación. La holgura entre el tambor alimentador y el yunque es crítica. En algunos casos se instalan punteras ajustables entre el tambor alimentador y el extremo del yunque. La potencia instalada en estas desfibradoras en ingenios Africanos ha sido tradicionalmente elevada, en el rango de 7 a 12 (kW · h)/tcLa desfibradora de tallos enteros de caña también ha operado exitosamente cnn caña trozada, pero la capacidad del sistema para alimentar caña trozada necesita müs tiempo para ser comprobada. El tambor alimentador impone una presión significativa sobre el colchón de caña, requiriéndose que el conductor se encuentre bien soportado por deb~jo del tambor. En una instalación se hizo que el rotor cortara contra un rodillo yunque localizado justo en frente del eje de cabecera del conductor de tablillas. Este fue removido debido a atascamientos de pedazos de metal entre el rodillo y el conductor de tablillas. El venteo proyectado por la desfibradom, particularmente cuando se descarga sobre una

Tambor peinador No. 2 Yunque

1,

1

\

Desfibradoras híbridas Oesfibradora

Unigrator. El Unigrator combina características de las picadoras y las desllbradoras (Duca.\'c\'C 1974). Se ubica a la cabeza del conductor de caña. Las cuchillas cortan hacia arriba a través del colchrln de caña en el conductor. Los pedazos cortados son arrojados hacia arriba y caen a un yunque contra el cual son desfibrados por las cuchillas. La apertura típica en el yunque es de lO a 35 mm. Un mecanismo de resorte conectado al yunque permite

~ -----

------

CondÚctor de tablillas de acero

Figura 4.7: Destihradora Copersucar

Conductor de tablillas de acero

Figura 4.S: Configuración general tle instalación tle tlesfibradora para tallos enteros r.le caña (cortesía tle Forgcs Tarrlicu)

!?eferencias pdg. ¡¡.¡

106

4 Preparación de caña

banda, puede ser difícil de controlar. También se ha encontrado en la práctica que es más difícil prevenir el daño de bandas de hule. Por esta razón. la opción preferida es descargar sobre un conductor de tablillas corto y sellado. También se ha observado que es difícil lograr un sellado efectivo entre el tambor alimentador y los lados estacionarios del conductor. Estas desfibradoras tienen varias ventajas y desventajas, las cuales detcrminun si estas müquinas son una opción factible bajo las condiciones particulares. Las ventajas son: Puede efectuar los trabajos de picado y desfibrado en una sola operación. reduciendo por lo tanto el costo de instalar y mantener picadoras. En promedio se requiere menos potencia total. No sufre daños por rocas; esto ha sido bien establecido en Mauricio, donde representa una importante ventaja. Requiere menos espacio y conductores más cortos, dado que no se tiene necesidad de ganar altura para alimentar a una tolva convencional de desfibradora. El costo global de instalación es menor ( Cross1/U/11 1994). Existen también varias desventajas: La potencia instalada debe ser mayor que para una dcsfibradora convencional. debido a los mayores picos de potencia que se experimentan en la práctica. Si se emplea un motor eléctrico, el grado de deslizamiento en el circuito rotor necesita escogerse cuidadosamente (Crossman 1994). Es esencial contar con un buen sistema de control de alimentación de caüa. Si el colchón es muy alto pueden originarse atoramientos, mientras que si el colchón es muy bajo no se tiene el agarre de la caña requerido para alimentar la desfibradora y se pierde efectividad. Problemas con los rodamientos y materiales del eje han sido reportados por Crossman (1994). Es necesario que ejes y soportes sean diseüados adecuadamente, con ejes de acero altamente aleado tratados apropiadamente. Tiene que ser alimentada con conductores de tablillas - no hay opción de emplear conductores de banda.

4.3.6

-LJ.6 Detalles técnicos del diseño de deslibradoras de trabajo pesado

Detalles técnicos del diseño de desfibradoras de trabajo pesado

La mayoría de desfibradoras de trabajo pesado disponibles en la actualidad tienen características similares. El yunque es removible, para fa!:ilitar su mantenimiento o reemplazo con otro de repuesto. Generalmente el yunque es ajustable en dos direcciones, de manera que la aperlllra entre martillos y barras del yunque a lo largo de toda su longitud pueda ser ajustada. Las barras del yunque son individuales y removibles para su reemplazo o reconstrucción. Un mecanismo de seguridad en forma de pasadores a cizalladura ó resortes ó cilindros hidráulicos se conecta al yunque para permitir el paso de pedazos de hierro previniendo que provoquen daüo excesivo. Greemvood ( 1971) estudió el efecto de diferentes arreglos de las barras del yunque, encontrando que el arreglo tipo 'tronera' brinda mejores resultados que el de tipo aserrado y que es mejor usar troneras amplias que angostas. Se sugirió que probablemente existe una profundidad mínima de las troneras, pero no una máxima; el fondo de las troneras se llena de caña y protege a las placas retenedoras que sostienen las barras del yunque. Greemi'Ood propuso un mecanismo de desfibrado que envuelve un "flujo" de caña a través de la caña compactada en las troneras. La caña se desfibra contra el colchón de caña comprimida en estas troneras. Esto protege a las barras del yunque en algún grado de manera que estas sufren menos desgaste que los martillos. El ángulo de arropamiento ó abrazamiento en la mayoría de yunques es 90°. Un mayor ángulo es deseable para mejorar la preparación y por ello. ángulos de arropamiento de hasta L20" son comunes en nuevas instalaciones. Detalles de algunas instalaciones de desfibradoras de trabajo pesado son presentados en la Tabla 4.4. Todas las desnbradoras de trabajo pesado operan con martillos basculantes grandes que pesan entre 15 y 25 kg cada uno. Los martillos se distribuyen entre od10 y doce filas, montados sobre barras pasadoras que atraviesan el rotor. Algunos diseños incluyen barras Jljas y otras son libres de rotar. A pesar de que se considera que la cantidad de basculamiento hacia atrás o recogimiento de los martillos es despreciable, algunos martillos cuentan con bujes en el nrillcío que es atravesado por la barra

107

Tu hin .t-1: D~tallcs mec;ínkos en instalaciones recientes de deslibraJoras

Tully, Australia 1991 Afin d~ ín~talaci!ín Walkers Disefio 2750 Lull!. dtud dd rowr en mm Didl;wtro de barrido de los martillos en mm 1830 Vdm:idad d~ rowci(in nominal en min .. 1 lfiUU Vdocidad peril'érica nnminal en m/s 96 Barra~ dd yt!lltjliL~- arreglo tipo tronera fi bmras ,\ngu!u de abrazamiento 105"

tvlaniilm /\lasa de lm Jllanil\o.<, en kg Pnt~rJCia

instalada nominal en kW

Sistema de a!imeniación 1\r:cimwmiento Jel alimentador en kW

Mulgruve, Australia

Komali, Sunifricu

1991

1993

Walkers 2500

Tongaat-Hulett 2100

1830 1000

985

9(¡

1940 liJO 8 barras 120° 8 filas escalonadas con 2! por fila

[ 2 filas escalonadas cnn 14 pnr lila

6 barras 120° 12 !llas es.:a!onadas con 13 por fila

23 5400

23

23.5

4500

2000

Rodillos alimentadores 75

Paleador 1 Pkadnra 75

Rodillos alimentadores

90

pasadora. En caso de que se presente desgaste de Jos nrillcius. estos bujes ofrecen la posibilidad de remplazar al buje en lugar de descartar todo el martillo. Sin embargo, si el desgaste es excesivo puede ser que el martillo sea descartado antes de que el desgaste del orificio comience a ser importante. Con el arreglo de discos y separadores utilizado en las desfibradoras Walkers, se requiere que cada una de las filas de martillos cubra totalmente el ancho Ue la desfibradora. Una ventaja debida a la construcción con placas perfiladas escalonadas del rotor Tongaat es la posibilidad de intercalar martillos entre filas. Esto permite la construcción de los martillos a partir de platina estándar de 50 mm. mientras que se logra un cubrimiento total del ancho de la desfibradora. Sin embargo, el martillo Walkers de mayor amplitud es ventajoso cuando se emplean insertos duros sLUetados con pernos. El acero endurecido generalmente no tiene la resistencia a la abrasión que se necesita. Generalmeme los martillos deben proveerse con superficies duras que puedan resistir el desgaste, debido en gran parte al suelo y a la suciedad en caña. Para este propósito los martillos son protegidos con recubrimientos duros o provistos con insertos de metales duros. Mason ( 1977) reportó que los pedazos de hierro son la principal causa de la falla por fractura de insertos metálicos duros en los martillos y no las

rocas o piedras. Con esta conllguración es entonces esencial contar con un buen separador magnético. Los insertos de metales duros son frágiles y no pueden ser empleados en muchas industrias de caña de azúcar debido a esta razón. En lugares donde la caña es cosechada mecánicamente y entregada en trozos. este problema se minimiza y los insertos se pueden utilizar con éxito. Las puntas de carbono de tungsteno son las m<Ís duras (dureza \fickers 1100) y su resistencia a la fractura se puede mejorar biselando los bordes y adhiriendo una capa de cobre en !ajunta por debajo del inserto (Mason 1977). Estos insertos tienen una dureza igual a la del euarzo o sílice en la suciedad que entra con la caña y por consiguiente tienen una vida Util más larga que los insertos de hierro blanco (Domite) o re!:ubrimientos duros (ambos con dureza Vicker.\' de 700 a ~00), siempre que los trozos de hierro puedan ser evitados. Trabajos posteriores en Australia se han retúido al uso de insertos de carbono de tungsteno de incluso mayor dureza (Vicker.\. >1200) en un intento de fabricar puntas que puedan durar durante toda una zafra. Loughran et al. (2005) reportaron que la modificación de la geometría de bloques de carbono de tungsteno puede mejorar sustancialmente su resistencia a fracturas debidas al impacto con pedazos de hierro. La geometría del martillo se muestra en

Re(L'It'lll'Ías pdg. ff.¡

108

4.3.7 Requerimientos de potencia para la preparación de caña

4 Preparucit'ln de caña

4.3.7

Figura 4.9: Geometría optimizada de un h!oque de earbttro de tungsteno pura martillos (Loughran et al. 2005)

la Figura 4.9 y una fotografía de marlillos utilizados en una dcsflbrudora Bundaberg (Walkcrs) con insertos de geometría similar es mostrada en la Figura 4.10. El rotor para desfibradoras de trabajo pcsalio es de construcción robusta y el momento de inercia del rotor es generalmente lo suficientemente grande como para eliminar la necesidad de un volante. Los cojinetes de la dcsfihradora son elementos particularmente críticos en estas instalaciones, dchi-

do a las elevadas velocidades y cargas. Generalmente se usan rodamientos de rodillos esféricos lubricados con aceite, siendo esencial utilizar disyuntores de flujo y presión en el circuito de aceite para asegurar que nunca lleguen a operar sin adecuada lubricación. Pueden presentarse problemas de diseño asociados con las elevadas velocidades, dado que se acercan a la máxima velocidad periférica de rodillos permisible en rodamientos anti-fricción, por lo cual deben ser seleccionados cuidadosamente.

Requerimientos de potencia para la preparación de caña

[H/1\:f/Jrd (1970) reportó que existe una relación significativa entre el grado de preparación y la potencia empleada, luego de eslUdiar en detalle la mecánica de martillos basculantes de deslibradoras. Este trabajo mostró que la potencia requerida depende de la velocidad, del número y el peso de los martillos y del grado de basculamiento hacia atrás de los martillos. Se concluyó que el basculamiento en una des libradora de trah<\io pesado es muy pequcilo (< 0.002 grados). Dos formas diferentes de expresar la potencia han sido utilizadas tradicionalmente, en kW · h por tonelada de caña molida (kW · h)/tc o por tonelada Je !lhra (k \V· h)/t 1 ~ Alternativamente estas pueden ~.:onsiderarse como kW por tonelada de caña molida/ h y k\V por tonelada de llbra/h respectivamente. La convcncilm en Suráfrica ha sido relacionar la potencia con la libra, pero sin embargo Nicklin (1967) y Cullen ( !986) reportaron trabajos en Australia que indicaron que el contenido de fibra en caña no tiene un efecto significativo sobre el consumo de potencia y que la potencia utilizada debería relacionarse con h1s toneladas de caña molida y no con el flujo de fibra. Marso11 (1980) en Suráfrica mostró también una mejor correlación con el flujo de caña que con el Hujo de libra. De cualquier manera en el proceso de desfibrado. se involucran martillos que impactan a los pedazos de caña, donde la masa total de las partículas de caña incluyendo al jugo y la libra debe ser tomada en consideración. Se ha establecido que las desfibradoras Searhy y Grucndler requerían 10-12 (kW · h)/tF y 1:2-15 (k\V · hl/tF respectivamente (Hugol 1986). En Suráfrica. Renton (1974) dió a conocer pruebas exhaustivas con picadoras y desfihradoras a principios de los aiios 1970. en el periodo que condujo al desarrollo de la dcsfibradora Tongaat. Catorce tándemes de molinos fueron estudiados y se encontró que con un t:onsumo promedio de potencia de 31 (kW · h)ll¡; se lngmba un promedio de PI de 87. Se estableció que la mejor correlación entre Pi y potencia está dada por: (4.3)

Figura .J.lO:

l'vlartillos re-

movidos de una desfibradora Bundaberg (Wa!kersl

donde: PI es el Índice de Preparación y P/Ji¡F esuí en (k \V. h)/tE

109

Si los datos de Rmto11 se analizan relacionando a la potencia con la caña y no con la fibra, se obtiene la siguiente relación:

Pi=75.4· ( Pl1i1c )

(l_(llJ.1

(4.4)

Si embargo en ese entonces la mayoría de desfibradoras no lograba sobrepasar un Pi de 90 y desde ese tiempo se han instalado muchas más desfibradoras de trabajo pesado. Marso// ( 1980) desarrolló una extensa investigación sobre el desempeño de la des libradora TongaatHulett de trabajo pesado. Se encontró que el tamaño de partículas medido por tamizado es un método más confiable para cuantificar preparación de caña que el PI. Se mostró también que la potencia secorrelaciona mejor con el flujo de caña molida que con el flujo de fibra. Al utilizar todos Jos datos obtenidos se puede llegar a umt correlación entre potencia y PI, la cual es significativa casi en un nivel de 0.02, partiendo de 68 datos. La correlación es: (4.5)

donde: PI es el Índit:e de Preparación y P/Ji¡c está en (kW · h)/lc Aiarsm1 reportó consumos de potencia en un rango de 1.5 a 7.5 (kW · h)/tc y encontró que la velocidad es el ractor más importante que afecta a la potencia consumida. El grado de preparaci{m a la entrada y el wntenido de libra en la caña no tuvieron un erecto significativo. Sin embargo, caña que fue "ensuciada" y sin quemar mostró un mayor consumo de potencia. Esto se ilustra en la Figura 4.11, que también ilustra el efecto de la velocidad. El SRI en Australia desarrolló un extenso programa de pruebas utilizando una planta piloto con diámetro a escala industrial y de 300 mm de ancho para establecer relaciones entre la masa de los martillos y su disposición, la velocidad, la configuración del yunque y la variedad de caña con la potencia consumida y el nivel de preparación obtenido. Se identilicú la siguiente relación entre POC y potencia:

POC = 9~.33 · P 1li1c P 1Úlc +O. 7943 donde PI Ji¡ e está en (kW · h)/te

(4.6)

4 Prcpan.u.:i6n de caña

!!U

4.4 Operación y mantenimiento

La potencia consumida fue indcpcn~iente de la tusa de procesamiento, expresada en relación al flujo de caña.

3,5

j; 3 o

Las relaciones dadas en las ecuaciones (4.4) a

2

(4.6) se presentan juntas en la Figura 4.12, donde

¡¡:¡ 2.5

se pueden observar diferencias significativas entre las tres correlaciones. Debe tenerse en cuenta que la ecuación de Renton (4.4) representa la potencia de picadoras y desfibradoras cuando la mayoría de fábrica:; no contaba con desfibradoras de trabajo pesado. mientras que la ecuación de Marson (4.5) representa la potencia consumida en una sola des~ libradora de trabajo pesado y la ecuación de Cullen (4.6) representa la preparación medida en una des~ fibradora, pero utilizando el método Australiano de POC. Comparando las ecuaciones de Marson y Cu/len, alrededor de 90 PI y con una misma potencia, se encuentra al PI aproximadamente 5 unidades por encima del POC, que es solo un poco menos de lo estimado en la Sección 4.1.3. La potencia media instalada en desfibradoras de trab<\io pesado en Suráfrica es 50 (kW · h)/tF' con un rango de 35 a 63 (kW · h)/tP En términos de caña procesada, el promedio es 7.5 (kW · h)/tc, con un rangode5a lO(kW· h)/tc.Moor(l994)recomienda una potencia instalada algo mayor alrededor de 55 (kW · h)/tF debido a Jos transitorios, picos de la carga y la pérdida de filo de los martillos. Para las condiciones promedio en Surüfrica. esto corresponde aproximadamente a 8.25 (kW · h)/tc Al parecer para lograr rutinariamente un PI mayor a 90, una potencia instalada de 8 (kW · h)/tc o 50 (kW · h)/tF es lo mtís adecuado.

ro

~

~

2.0

e

8 ro

1.5

~

1.0·

ue

os O·

o

100

200

400

300

500

600

Tasa de molienda de caña en tfh

Figura 4.11: Potencia consumida por una dcstlbrado~a Je trabajo pesudo Tongaat-Hulctt de 2. 13 m de ancho 1_1 diferentes velocidades periféricas de punta de los martJJlus (Mm:wn 198())

+

Caña quemada, HU m/s; !ill Caña verde, RO m/s; Caña quemada, 93 m/s; x Caña verde, Y3 m/s; + Caña quemada, 105 m/s A

PI Rentan POC Cullen

4.3.8

75

o

2

4

6

B

9

10

11

12

13

14

Potencia en (kW -h)/t carla

Figura 4.12: Representacitín de la dependencia de la preparación con la potencia absorbida de acuerdo con Marson (19H0l, Rentan (1974) y Otilen (1986)

Requerimientos en accionamientos mecánicos

Nicklin ( \967) observó que los picos de corriente en accionamientos de picadoras y desfibradoras juegan un papel importante, determinando la potencia requerida en los motores. Se consideró el uso de volantes y el acoplamiento de accionamientos de las pil:adoras para reducir los picos. Las unidades estudiadas tenían resistores instalados en los circuitos de los rotores que podían brindar aproximadamente 7.5 ';i} de deslizamiento. Se sugirió como cifra apropiada un 15 % de deslizamiento, pero este es quizü muy elevado.

111

Bos/t(!/1' (109-l-) analizó mediciones de potencia Altos costos de mantenimiento: Generalmente menor eficiencia; con"''lllllida rara deslibrado y concluyó que a pesar de lus grandes variaciones en los datos reportados, •' Procedimientos de operación más complejos, una potencia instalada de 45 (kW · h)/tF es la adeespecialmente durante el arranque. cuada para una buena preparación. Sin embargo se reportaron amplias oscilaciones de carga, que son Ventajas de accionamiento con motores eléctricos cviJeJ_l!CS con una alimentación relativamente estaMenores costos de capital, incluso teniendo en ble de la Jcslihradora. Se debe permitir cierto grado cuenta la capacidad extra requerida e11 el turbode nuctuacilin en la velocidad del eje para reducir generador; picos de carga en el accionamiento. Esto es fücil de Facilidad de operación. Jourar con turbinas de vapor pero no con motores d6'ctricos. a los cuales se debe proveer con alguDesventajas de accionamiento con motores eléc~ na resistencia externa en el circuito del rotor para trieos prevenir sobrecargas excesivas. Boslu!fl (1994) preCaracterísticas de velocidad/torque "rígidas" senta ejemplos de cómo así se pueden reducir efectique conducen a corrientes excesivas, a no ser vamente picos en la corriente del motor y anota que que sean instaladas gmndes resistencias externas ]a resistencia externa puede proporcionar hasta 7 % de deslizamiento: Jc deslizamiento a plena carga cuando se utiliza en Pérdidas en resistencias externas. accionamientos eléctricos. Lo anterior es especialmente importante en desfibradoras para tallo entero alimentadas horizontalmente. donde las variaciones 4.4 Operación y mantenimiento de carga son müs elevadas que en otras desfibradoras convencionales. Sin embargo, esto conlleva pérdidas de potencia. que en un accionamiento de Cuando los martillos de desfibradoras son re1 MW pueden representar 140 kW con 7 %de desconstruidos, deben ser pesados individualmente lizamiento. y emparejados antes de su reinstalación, de modo Para lograr una velocidad nonnal en el rango que se preserve el balanceo del rotor. El balanceo de de 1000 a 1100 min-I, las turbinás requieren de una estas máquinas se tiene que examinar regularmente transmisión reductora de engran:~es. Esta debe ser y corregir en caso de ser requerido. Los rotores de .:apaz de soportar las vmiaciones de carga experipicadoras y desfibradoras están sujetos a desgaste mentadas en prüctica. Con un suministro de 50 Hz. abrasivo y corrosivo. así como acumulamiento de un motor de 960 min- 1 puede ser utilizado, pero se material extraño y deben ser revisados regularmente requiere una transmisión para aumentar la velocidad utilizando un si:-;tema de monitoreo de vibraciones de rotación. Con un suministro de 60 Hz un motor durante su operación normal. Si un martillo o cu1 de 1100 mín- es el ideal. chilla se rompe o desprende durante la operación, La decisión entre una turbina o un motor elécgeneralmente se necesita detener la müquina para trico depende de varios factores, incluyendo la disremover el elemento opuesto y mantener el rotor tancia al suministro de vapor y el balance de vapor o balanceado. energía de la fábrica. Los factores que determinan la El mantenimiento de cuchillas y martillos se torselección óptima pueden resumirse como: na en un costo de producción importante en úreas donde una cantidad significativa de suelo ingresa Venü\ias de turbinas de accionamiento con la caña. Las cuchillas generalmente requieren Buenas características de velocidad /torque; atención con menos frecuencia. Si las cuchillas o Habilidad para soportar transitorios de carga. martillos no se han desgastado excesivamente, pueden ser recuperados mediante soldadura hasta las Desventajas de turbinas de accionamiento dimensiones originales para luego reaplicar recubriAlto costo de capital de turbina/transmisión de mientos duros hasta donde sea necesario. En algunos engranajes; casos el extremo desgastado de la cuchilla se cmia y Costo de líneas de vapor vivo y de escape; reemplaza soldando un nuevo extremo.

Refi-'h'IICÜJ.r pdy. 11-J

4 Prcparucil'ln de caña

112

A /--,

o

1

Bocde afilado

e

B ~~

o

D

~~.,

o

Bordes afilados

.~

C] '\ '

! Acero templado

Figura 4.13: Reparación de martillos Ue dcsfihradoras A Un lado desgastado; B Los dos lados desgastados; C Reconstrucción de la base de acero; D Aplicación de recubrimiento duro a la medida.

Cuando el filo o borde de ataque de Jos martillos de máquinas desfibradoras se desgasta, la preparación no es necesariamente afectada, pero pueden presentarse problemas de alimentación. Con bordes afilados, el impacto del martillo dirige a la caña hacia la entrada del yunque. A medida que el filo se desgasta y el borde se redondea, el impacto de este puede transferir una componente vertical hacia arriba a parte de la caña.lo que puede retardar la entrada de la caña al yunque de la dcsl1bradora. Cuando los martillos de las dcsfibradoras se protegen aplicando recubrimientos duros, puede hacerse que la punta del martillo mantenga su borde de ataque alllado a medida que el metal base, más suave por deb<~;jo, se desgasta a mayor velocidad. Dependiendo del desgaste de los martillos, estos se rotan para utilizar el lado de trab<~;jo opuesto antes de ser removidos para su reconstrucción o reemplazo. Los martillos se remueven para reconstrucción cuando ambos lados se han desgastado, reemplazando el acero base perdido y reaplicando una capa de recubrimiento duro. Es importante asegurar que en el proceso de recuperación se obtengan las dimensiones correctas, particularmente cuando se involucran holguras estrechas, También debe tenerse en cuenta el desgaste del ojal del martillo. Si el desgaste del ojal es significativo, el martillo deberá descartarse ó en caso de tener martillos con bujes deberá proce-

113

derse a reemplazar los bujes. La manera ideal para revisar la longitud de los mmtillos es utilizando una galga de paso 1 no-paso. con el martillo colgando sobre un pivote (para considerar el desgaste del ojal), debe ser posible su paso por una marca de longitud máxima mientras que no debe pasar por una marca de longitud mínima. El proceso de desgaste y recuperación de un martillo de Uesllbradora se ilustra en la Figura 4.13. El uso de insertos de metales duros en picadoras y Uesllbradoras se ha difundido en áreas donde la incidencia de rocas o pedazos de metal es mínima. Los insertos duros son sol liados a las cuchillas de las picadoras, mientras que en los martillos el bloque de metal duro se sujeta con pernos a la cara de trabajo del martillo. Remplazar las puntas de los martillos requiere mucho menos tiempo que remover y reem~ plazar a los martillos. Estos materiales duros también pueden ser utilizados en las barras del yunque para reducir el desgaste. A veces es necesario remplazar o reparar a las barras del yunque para asegurar la obtención de las holguras deseadas. En algunos casos se utiliza un yunque de repuesto para remplazar al desgastado, permitiendo efectuar la reparación cuando se tenga tiempo disponible. Es muy importante asegurarse de que el yunque no sufra flexión o combadura. Cuando esto ocurre, la apertura estará ajustada solo en un punto, mientras que estará muy abierta en el resto del yunque, de manera que se obtendrán result<Jdos más bajos. Esto es pasado por alto a menudo a pesar de tener mucha importancia. La holgura entre martillos y yunque se ajusta desplazando al yunque hacia adentro mientras que la desfibradora opera en vacio sin caña. El punto en el cual los martillos apenas comienzan a tocar a las barras puede ser detectado al oído. Si todos los mar~ tillos son de igual longitud y el yunque no está combado, esto asegura que la holgura estará suficiente~ From strength t . d 1 1 • . d o strength mente aJusta a para o Jtener e maxtmo esempcno For the demandin de la desfibradora. Esto no se puede hacer cuando about pro .d. g everyday tasks in the suga . d VJ mg the · h r In ustry k se emplean bloques de carburo de tungsteno porque Provid,·n f ng t Power and control t d ' we now a/1 ' ~ g sa e solut" f o o the j·ob rr· . estos se romperan. En estos casos debe prestarse es~ . Jons or machi e ICJently ProductJon flow 0 nery and personn ¡ th · pecial atención a la geometría de los martillos y el Wid . . · ur scope of solutions 1& d e at help improve . e JS unnvaled d . or emanding · yunque, particularmente cuando el desgaste es se~ p .d an Wlth our expertJ· . ProJects worldrov¡ e a u ni se 1n app/i r vera. t" . que service that help y ca tons engineering we · ct·r· · d · ·· JVIty wherever y o u enhance perf • E_,x\slen 1 erencms e opm10n respecto a s1 1as ou are. Bosch Rexroth Th . ormance and producholguras entre las puntas del martillo y las barras · e Dnve & Control Compa w ny. del yunque deben ser convergentes o divergentes. agglunds Orives Bos h R ,vww,boschrexroth comc/h exroth SE-895 80 Me/Janse/ ·

agglunds

·

Rcfi•rt•ncfos fldg. ¡ r.¡

114

4 Preparación de caña Referencias Capítulo 4 115

Pruebas realizadas en Amatikulu (Marson 1980) indicaron que esto tiene menor efecto. La holgura en el punto más estrecho es de mayor importancia. La calidad de caña puede tener un efecto importante sobre el tipo de preparación alcanzado. En Australia ciertas variedades Lle caña conducen a tener una preparación muy fina con las aperturas de yunque nonnales. El yunque es automáticamente ajustado cuando estas variedades son procesadas ( Wesener et al. 2002). El venteo puede constituirse en un problema, con partículas finas siendo arrastradas sobre un úrea extendida. Por esta razón el área de des~:arga sobre el conductor es normalmente encerrado. Es también importante contar con una cortina en la cubierta justo sobre la salida de caña para redudr el venteo.

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Bartens

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Rdn P.W (1972): A Study of ;hc Canc Su,, ...· g,¡r Drf!usmn process . PhD tl1csis Uní\" N'll'l 1 BO

Rdn P.W (::!002): Can~ P~c, ." -.-. p.

S ASTA (2005): S ASTA L' par,_umn. Sugar I3u/Jetin. RO, 6, 0·-1 l. .!hor,Jtorv M·mw¡l 4111 E 1 Tcch. Ass. CD-ROM • ' ' · ""{ · S. A fr. Sugar

l\¿•.l·e/11'~"¡\/,; ¡\/urpfl!~\' P.; Limw\l·ehcr ¡\f. K>

l:tlll1n and control of .1 nt"ll . ·: 011 G. (2002): ln~ta1, 1 IVtt 1l l"arwh1c specd ¡ · sure feeder nnd unt!crfced rollt:r drircs p .. A _e ectnc pn:sCane Tcchnnl. 2.J. (CD-ROMJ. ·· roe. ust. S oc. Sugnr

117

5

MoLIENDA DE CAÑA

B. s-1c. l'v'lmm Consultant. Bosch Projccts: antiguo director Tongant-Huleu Sugar, Sunifrica

5.1

Extracción con molinos

5.1.1

Extracción

El ubjctivu de la molienda de caña es separar

al jugo que contiene sacarosa del resto de la caña, constituido principalmente por fibra. El término extrun:ión se utiliza para expresar el porcentaje de saí.'arosa que ha sido extraído de la caña en Jos molinos y es igual a la sacarosa en el jugo crudo ó diluido, expresada í.'omo porcentuje de la sacarosa en caña Se puede asumir que la caña estü confonnada por tres componentes, cada uno con dos suhcomponentes: J. Fibra. que consiste de: Fibra vegetal, y Materia insoluble que no es llbrosa pero está incluida en la "fibra" obtenida en el anülisis de caña y bagazo y a veces medida como cenizas. 2. Sólidos disueltos, también conocidos como Brix. que consisten de la materia en caña, soluble en agua: Sacarosa (usualmente se mide en forma aproximada como polarización o poi), No-sacarosas (demás material soluble que se halla en solución) -en ocasiones se denominan también como no-azúcares o no-poi. 3. Agua, consiste de: Agua ''disponible'· (el solvente en que sacarosa y no-sacarosas están disueltos), Agua libre de Hrix (Agua que est;_í. ligada a la eslructura celulósica de la caña y por tanto no se encuentra disponible como un solvente para la sacarosa y no-sacarosas y no es extraída en el proceso de molienda).

En los molinos la caña es exprimida utilizando elevadas presiones entre pa_rcs de mazas u rodillos consecutivos. Estos están diseñados para extraer tanto jugo (agua disponible + sacarosa + no-azucares) como sea posible de la llhra insoluble. El residuo de la caña después de que se ha extraído al jugo se denomina bagazo. El porcentaje de sacarosa que se remueve por la molienda, en el jugo diluido, con respecto a la sacarosa presente en la caña inicial se denomina "extracción de sacarosa", E, que expresada como porcentaje es:

E= 100. li~SJU

(5.1)

Sin embargo, cuando se utiliza redclamicnto de los lodos de clariflcudores, el jugo contiene algo de sacarosa recirculada y la extracción se define más apropiadamente como:

E=100·

(1ils,c

-lil~;.r¡)

(5.2)

lils.c

donde 1il s se refiere al tlujo másico de sacarosa y Jos subíndices RJ, C y B se refieren al jugo diluido, caña y bagazo respectivamente. La "extracción de poi" y la "extracción de Brix" se deflnen de manera similar. En la pnictica, la extracción generalmente se expresa en términos de poi. debido a que este es más fücil de medir que lasacaros a. Las cifras de extracción de poi y sacarosa son cercanas numéricamente y para propósitos prácticos pueden asumirse como iguales. Por el contrario. la extracción de Brix difiere significativamente.

Rtfcrenciaxpdg. 171

Una r~ute de b" n.;r-~;;:;c-aro~:x.;; es mJs difkll d~ extr:.u:'r qu;¡; la !'a·:-aw'>a. b:W ~ ;;:videncia en el hecho de que el jugo extruído i:n el primer molino (jugo úe primera ~xrr:lcóón) ti~ne siempre unJ nuyur purall que d jugo diluido, mientns quf! el jugo

linos. qu\:: elimine- e:-.t~ decw. Nnd Dt·err ~nndb¡ó h m'i!didf..n !.le! úe~c-mp-cñ-u m-=di:mte- ··t'_~trJ.ccíón

extr..:~_-;.:ciún} c.-; sü:mpre de m,;:-nm ¡n.Jii!7.:.t. El ju,gü re-

dimeltm {Drh}. A partir de cJ.Oa r<ünnJ.bJ.¿-mcnt~ bien prep..rrarla. e:-~ pü:.;ble c.l.trJcr mmmJmenk ..:ntre 60 )' 75 '7¡-- di' b :-.a~::uum uril11::mdn un primer m-oHn>.1 üJfil.'CJKlon:li. Si h cañ¡;¡ ;;.epa;;.;, erHtmc.:-s a un :.egundn molüm, es poco djugu que hl <¡u...~dadnlibrc en d hng.17:0 y rlcbido a esto b recup-¡:rJci6n d.: sacams.a !'.-t:d mucho meno.-. Para pemJitlr 2: lus molinm :;.lgulen~es extra.;;:r ID.l'rOf c:müJ.ud de :.,;at'JJU~J. :;.;: afMtle .al bag.azn agua aJi~ional. E~tc proc-eso se- dcnnmin1 imhJbi.;.-lón. F:l a:::ua añ:!.Jlda en la imhbic.i.ón .._e mada c~m el jugo q~e que--da en la \:i.tña. diluyéndr1lo y C{.\fijÜtuycnJv un m.1teri;;l a p;mlr Jd cu:.tllos mdinos pueden e-~­ tracr m..í.s. La te-oria y pr..ii:.:tlca de la imúiblt::ión se discute m :l-. addante- en b StX"ó..:'m 5.8. L

BC'\

1--

1

1

L

I1 ·.

.

". 1 .

.

r

Otras mediciones del desempe· ño d" molinos

Ap..1n...~ !Je la exsracdón,. utra.'> m-cdidon·~s ,;::·nmudel &:-;;empeño di! lü:>. molinm son:

S~lcanJsa% u pol1k- h.agazo. E'ta es una mt>df-da obvi;; dd rlt=st:mpefin Je un tren d•:!" molinn;;;, pero es1á infi~Jcnó:ttb pm 1..1 lmm>?dJ.d del h.1g:.u:u )' el ("-ontcnitlü de ~J.t.:-<mh.l en. l'aña.

Extrucdón reducida {E }. La ~::.caro-~..1 qu¡:- n:.1 • - [c;-,.1 e~ exlr.údl e;;; nquell~ que perm;met:~ en el b:.1gazo Ü1ml. Pue-de ~:-:.pemr;;;:~ que 61a ~-=apropmdon~l a la c.mtidJ.d de b;.1gazo, qu.:' a su va es fWfl>Jr.::imlJ.l al com~nido d..:: fib~a .:n c-aña ~ f2cWr que mur;lmenti': e;;;:tá fuera dd control de b fábriLa. Bthc:mdn brindar una m~jm medicit:.n d~l tJ.-.:-;;;:~mpe.fio de ~u:; ID\."~-

H"~il

5.2.1

contenido d~ fibra en g/ lOO g -cJ.ña, exrra.;:-ciún en %. w'Ec nmtenido tle fibra c~tánd:u al cml la e-xtrJ:.::c-ii.Ín ~s rc-tiucidJ..

Pé ni id~ de jugo absoluto ':il: fibra. E_;;ta e~ unJ. rn.:d i ci ón :.unpli omente t'mpl e.~uJ..J., intn-..JucüL. . in i L-i,ll fll(' nt..:: t'n Java par_;_:¡ t! liminar -e 1 ck-rtn Lk !J. imhib~·~ión. El jugo _¡_:¡tJsolutu compre-nde todm los ~¡)]idos di~udtm t.'n i.':lña (e~ c_!f!dr Brix l'n c.1f.:a} J.Jt'mi ~ d;:- tcdü t' l -~..-nntenido d~ agua en 1a caña. El v.1lm ~-~ cJll"'Jl;:: cmnu:

La -c"5;rracci6n r.-.:-rluóda u:-:;ru!mente se- prc;;;:enta cnn un conto;;-nldo & tlbra e~tándJ.r }/r.-e= 12.5 g/Wü g

J.b5(lLi:;_}

(5.3) dnnd·~=

'""n= E

c.:tña. en t:U)·O c.;~__..;.o la f6mwhl

~ redu~·e

= !OU-

(5.7)

a:

_ (l()(i-E)·(tm- ,.,,)

E"··'

p¿n.í:•:Ü J: j ugn : : : 10000 - H".R:;~ 3 q. fibra H";<~~-u ·,_.,.u,

. . 7 -H·;-;_:

J(:-nd;;:"":

{5.4)

La extr.ilcción en un molino ~e rc.ali7.l prcr~santro c-fltre- u nn o m á~ prút.'"S Jc- m-11 J. S a la >t.:J.ña p¡ e par--J-da. El modcln -..-nhJm¿-trim i.'omiJt'-r..l ai pn:<eóü de nwlío;;-nd..l-rumn una :>:t'rie d~ cti.lp-l.'> .;:onse-cutivas de .;_·ompre~i6n t'-lUf-e dos !llU7ll"i• .;.:on ci:::rtn.-.; :tmplitudc.'i di:' ali mo;;-nta.;_-¡¡}n _y a"lx'n ur-..1s. de tr.1b-.1jo rdcv<:!n1::.~ par.l c.:.;d.:t et..::Lpa. En b práctica e_o;;:i:-.te um i.lmplia \-'lriL"d:id dt .;_·ondici(l nes y n1 nfi gurJ.l'Üm'i:"s pmibk's de im rnolinns.. P:tra Hegi.lf a ter:a un modelo m:mcj..1blc, d enf~x_¡_ue- \-olumé!rico r:dnptJ. inidülm-=ute vurio:-; ~u­ pue ~tos qu~ si m pl ific.i:!n _y pcnnltcn crear un protn'lipo, examinindmc Iu;:-go Tas impli;_·aón-ru::_~ de cada uno Jo¡;: e-llos_

!ii-'~_rs_f'. Brix dd bagrv.o. w~_::_:._u Brix d~l jugn de primera ex!r;:-tcdón.

5.2.2 Exir.u:dtin redud-rla torT{'gida (CRE). El e-entenido di': ~a.;;Jima o pol en ca:ñ-l tambi~n uf.cl'ta b e'tran.-ión que c.'i po;<;]bl~ .nkannr. L"nil ecuJ_-¡_-¡(;n J-cH:nninad.:t e-mpíri-;;amc-mt' que- m id\?: mis nbjt::ti~·a~ Hl•::'n~t' d de~mp;;:ñn !.le eXtr..i;_·cidn y e:-; utilizada r~~I

b induo;;trin Surafric.:uu es l::I '"'ExtrJ:i:'CÜin reJucid.J. c-orrcglda'· íSASTA 2CK}5): (!W-

CRE = HXl- 0.03936

E) ·(!Oll- ,.,, )· ,,,t

-tlomh:: E .;::xtrac-t::ió:l en SC

lJ. p·.¡reza del ültimo jugo e_urnido y b pur.cLa Jd ju~o en bagazo son rrmha~ inferiores i.l la p•.;:r~ t.l d ~ 1 jugo prim iifin {poi m era e_:.;:tr_;_;cc i~-í n). l-1 fl ll r-t'LJ. dd _i ugo primario d'i:"¡x'fldt' d~ !J. t"XtrJL:.:_.-¡,:.1~ al C.i!:n 1.1da t.'"n e 1p ri mc-r m~1l i no- y no e-s igu::!.l a b purt'.lil dd jugu e-n -t.:.lñ3. E~ un a mt'"di e íón d~ 1..1 e_'\ tra~c ¡ón de B rix más -qt.:e {lt' b .;;xtr..:cciiÍ-n de SlKarma. Ll mc-LI:it.:ión es üfedi.lda por b cantid2d de agu;;; libre d--~ Brix en la caña y el bag.1zn.

lt'r.c cuntcnjdo de fibrd -en g/100 g ;:añ:.J:, v.·~.c conit'nit!o d<;! ~a~am~a en _g/100 g caña.

Cna ~dicidn :mterim Lid ~-~anua1 SASTA dcfme ;1l d::nmninaJ.nr de la e-cua.¡_·í6n (5.5) .;..-omo t'l'i."ün':"\?niJlo d~ ¡]br..t en b:lgillll t' ll g/ l 00 g caii a, e-xd uyen.fa pm lo tanto a Jm sú1i dm insolubles en jugo dil ui.Jn iAn.un. 1985:56). E..;,!,¡:o es un cambio inju~tifiuJ·.~ dcbldo a qm:: h ecuadón fui'! do;;-:--arrol!J.tL. migimlmcntc (Rdn 1975) partiemkH.le dato~ dd do;;-o;;\?c~­ ñu d-e mn\íno_;; i'n lJ. k·rma mostrada en 1a e e Ul'.l.:ión

l:5.5t P(rdlda de molienda~ LTna me-Jictlírt d~urr(l­ l!J.dJ en Jtw.- aii p::rra tomar e-n .;.:u~nta el cnnKnidn tl-~ humedad rld b~azu t'-~ b_ pérdül:1 de molienll, q·J~ u \ü";;"::-i se- denm~ina cmnn '·codi:.::iente poVfihri'.

:\Iodclo volumétrico básico

(5.6)

H"::'il

(5.5}

5.1.2

1'{-nl :d.1 d.:: mol i~nda = l 00-

re-J'Jdda"':

extraído al final del w:n Je mr¡Jino~ ~ju~o de: úítima r.i-dual {i!Je queda t:n el bag;uo tiene indmh--.e una m\?ntlf pmc-L.:L En cunst.:cilC"m.:i:t. la exun.ccidn me~ tií-du ~t;l1re la b.1:-.e de Brix e:-. siempre menor qu-e b ütr.u::dón de ~a\:"iJI-O';.a. La Flgma 5-. N y la Tubla 5.6 prc•;e-nr<m d-~GUe' que- -de;;;ta.;;;:m la..;, diferem:im entre la extrac-d6n de- 'i.1~2'1U~J. y b -cxtr~u.:ciún de sólldos

ll9

5.2 Tt.'"oria d~ molit!nd:t

5 Mo1icml.J. Ue -.:aña

5.2

Teoría de molienda

U~

Lori il~ -el á~i CJ.S de ali mi'f.l1 aci:dn de m o1in mpos i b1e mente -~e pn::.~e nt.:tn de 1a m on~r..1 -LiJJlp!dn en d libro J,¡:o Alurry y Holr (1~67}. urns autme.~ h:m ~ontribuidn signitki.Jtíva~il hre rliver~o"- J.~ p;:-crm de la teoría d~ moin.Juyt""ndo Cmllford 0955, 1957_ 1970}_ {19(-;lJ¡_¡, 196-0hJ_ Jenkim {1966}_ de lloa Y !972). CuJlu¡ ~, .ifdi."{n· O 992} 't" 1\"lem'.l!:' Y 1fA)3). Lm funJJ.m'::'ruo~ ;:ostin am-pii wmentey la d e:-:crip;:iún que ~-t: pre:-:e nta rr e o ntlt::) una wm hi mci ón de nportt'"S- de lm a utu--

Supuestos para un modelo simplificndo

La mnlienda e-s e-~enállmt:nte un procóo volu-métrico. Cnn.-.;ider.::tndo t'"l d~J.grarn.1 d\:: alim--;.-onta;:l-611 d~ la Figura 5.1. se ilmme que: .1) El suministm de c;_ull prep~Jdm'bagnzo (en ad.,::bnte "c_¡_¡ñJ."_) ~e pres;:ntJ C11mo un ti:h16n_ de sccL:ión ft'"(:tr-:ngul ilT d-e and:to J en m y altura h en m. al!meJltaJn .1 b.~ dm m~:t.J5- onxl!llm del molino, L:.:.tt.b. una de !ilTI.!:'Ítud J y djjrnctm d t!n m. b., Los n1:rza' ·"' cnc'nenor"n separ,.ms a una d[s· t.::tncia -cnn:-.t.::mti:'. que rt'"~ulta t'n tm.l "abcrtura de ¡r_¡_¡b.1jo" JrD en m. e) La .;_·aña fl rep:trada e:-;Hi .;_·omtituida por -e uatru cnmponen1es: ilbra, agua libre tk Brix. jugo:(= ~ülidm dis~1dtos + agua disronible) y aire_ El contenido de cenEz~ lmolub!t's e-;;; nimrulrn.:nre peque-ño O a 2 % del Wt.:.il) y 5C incluye en el llll'>f.ldn .;,:nmn "tihr.n'-. d} La extra;_TÜÍn ~e Jl's.::trmlll s...-ru;:ncidmt:ml.'". primero del aire y luegn dd jug_u. Lo~ ~ú~ido:-; imnlubks {tlhr.1_) nn ~-t' extrdn con- d jugn. e) Ls rnJ.zas o n..x!illos ~on cJ](ndrir:.t'i y sin r-Jyadn. ft Amba~ mazas mtan con un.: ..,-dnr.:ül:ul n en ~~ 1 • rcmhumfo en um veloód:ul circunkn.'ndal :-;obre la ~LlfX?Jfici:l.'" d\:: la_~ m;m_::_..;, JJ en mf-;, e<; Jecir ¡¡ = j;:-J-¡¡ g) U alim.¡:-ntadón es S\lmini:-.trJ:d.J s-imétrk·amcme al pi.li de mazas y en {hr..:-L"ciún normal (rerpt:ndicular) a ~u~ ejt:>s.

5.1.5

120

Fi¡.,'llra 5.1: Db.f:ranu bi5:l'(:< de 1::: ti!'td:.: de c;nlknda

h_) Exis1e una pr-e-sión hJ.::ia ]a_;,; m;:uas qm~ e;;; J._p~~ m.~ suficiente _pJ.r.l asegurar d cnntann cun !..1s m:.ua_;¡ {sin pre.sitln de .alimentación .W.lcioml o fmzJ.da}. i) El iingu:lo d;c :.Jlimem~dón {ángulü dcscrün enlrc el punto de primi'r cnntasto :-.obre Guh rna1.1 y ]a Hne.il C!Ufi:: lo:'. centn.H de InJ.Z,l} es a.. j} ;.lo ocurre Jeslizamlefltu o ··pJ.tinamknto"' d~ fa caña ~obre b mperficie d~ bs m.:tn~ )" no <:-e pn:~cnta ddorrm.ci(m Cflftante- hmiz.ontal Jur.m~ te m pasn entre las ffi:.U:J.'i. k) 1\'oncurre-re.a.b.;;;m-ción.

P.i:!T.l una d.;:-tennim.dJ. n1 ni1 guraci dn dd nH1li no h tfemidad .:tpari?nte ck Ja a.liment:.::cl~ín i\ c:s i.'Uns~ tantt'". E:-.u d~pc-t1dc: -de las pmp-iedade:-; de la -l'a:ñ.l y de cúmn c:>.tas h;m c.:Hnbi.:tdn d~hidn a la ac.;.i(l;;_¡ J~ equipos pr~cedc-nrc-s tales como ptc:.H.lorJ.s, deslibra.~ dnm, .nlimen1 ::::dme:s fm1 J.dm y mol in m anterior-t ~ y por la adición de: agm Ue maccmd6rtfünhibkl6n.. La.:!mplituJ ü el tamaño físico J.¡;: la apcrtum df: ¡:¡Jj~ menta.;.:ión di'ti:'nninu. el HJ1um-:n d~ aliment:.Ki 1b prcsentaJn :Jl mnlino. E;;;ta ampli1utl e~ a YC'C{'.~ alccraLia para ajLL-;.;tar -eam~ bius en la tu;;a -de: mu)iemla. El tí.ngulo « varia c.;x1 fa amplllud !le alimi:'"ntación. Ddlido a la gt.''{)En;;!trh del molino rest1lt..1 que el .;,:os u es una fun-ciün Lid diimc-rm de m ilZa d, la ub-ertun d.;: trabajo hn y h amp1ituJ de .:dim.;:-ntao:.:iún h: {5.10)

El rt'emp-lrrzo dr b ..:cua.;:iún ~:5.10} en la e.:.·L!a.;.·L6n (5.-Y') elimin.1 ~1 fin,!:"liln de alimi'ntadún r! _y re ..;IJlr.a en una e;~~;pr;::slón p::n..1 la ta~.:t de moliend.J de caña en función Je ~u di?miUad ap:.rrente-~ b longitud d~ las malas., la amplitud de alime.ntal'i(m, la ve1ociilld dr.cunf.ercncial J.¡;: la~ m:ua.'> kn ta su¡x-rficit:-) y b abenura de trab.::tjo:

5.2.3

Fórmulas de capacidad de rnoliend"

La fllJ.Sa de l:i.üb m- e en kgh qu-e ingrc-;a entre un pnr de maza;¡ e:. igual a la demidad ::~p::~renk: d-= h cafu f\ en kg./m' muhipli·:.·ada pord "\Dlumc-n t'"S-criro i'fi d respectivo punto. El Ynlum~o e~criro v·r;;:e:> jgtJJ.I.al p1oducto tl:e b l-ongitud d\" Jus malas [,la .ó':~nur;I d-: 1r.J.bajn h<J }' h {:mnponente hori.z,;mtal rlc la ;:elo.:td:1:J rt. LHt ~Hmfimencc horimntaí .es iguJ.~ .1 lu whx:ü!.J.ú d~ rowó(m !le- b m;:u.a muhiplkada pur t'l co~>.':nn üel án;::ulo d-e al1men1ilción a. eii de~ cir:

E~to conrlw.:e a h sig:uicme fórmula para -cJ.padúaJ de mnli..:-nda de cañ~:

rh::.

=plo -l· h- r.t -t:mO'.

(5.9j

5.2.4

Razón de alimentad
n'idit'.íe (1003) -~eñab que la ecuadón ~:5.11) t'S: :una ecu.;::;ción cuadciti:::a para IJ. l'.:lrJ. um JctenninJ.~ ro maza rotando a ,;.:ierta Ye1oci dad en p-J.Iiü.: ul.::tr, p'-~" l, 11, d y h 1t ~f:.n (:\Jmt:.mte~_11.;::dillJite: Jifcrendi':ci{rr y h:.t-::kndo a dm' e 1 J/¡ =O, se p-ut:'de en-t.:~Jntra.r que r'Üs.te: un punto óptimo y que b J.bl.'"ttura di: rrab,ljv p;:ua m::ixirna capai.'ldnd de moli'i:'nda h:.~~ c:s:

(5.12} Cmnbtn:.;.ndo T::t f'i.'U.lci(m (5_12·~ -cnn 1ilS t:-l..'ur;.cion::-5 (5. iü) y {5.11) ~:e nlJt[t'"ne la m.Í:\im.l ta~a di: mDlii:'r.:~ dl y d ¡_·orrc~pon-rlicntc :ín gu1n di: alEmenraL:i6n n:::.n· Dcb[Jo a ']U e !.::t .1~rmra J.¡;: trabajo f1D e.~ m.uJ.!Jm:n!crcttu:eña rn c-ompJ.ra.;:i6n i.:on el úiimetro Je ffi;]l..l fl, la nmplimd J~ -llimenta-L:iün que brind.J má};im.l

d-= mmpJ.cta.;.·iún, r..l.7Ó!l

.· i" -' -·~ ,¡¡:rvxima.J.1mi:'ntl: igual .1 fa mitad Jt:!l

:C'fJ.\..Il ,_:U'-~

~-

.-, -l.~ J"~ ma.DL~. míl'"nt.rJ.~

J¡JJll..:' 1r~. lJ-

•···

__ __

_

__ .

que d d.n::!ulo de _

,-.-

J.l j ¡n~Jl li':Ci Úll p,-, r;L. nl.!X! m a :·i..lp:..tO:H~J e~ fi.O E~t:.IS ci•nJn~n:·rrt'.~ :..~plKan h:JJO lm: su¡mf:;'!tm: dd modd~J. ~ntrt'" vtrm_, que no o.;:u~J. de5lizamie~~ W _q:.brc ]:.t~ r.nJ.la~ y :-;m ayud.J: de- ~bterntt.; ÚL!- alln¡>.'Jl~.:t-:..·lóD forz:.:o•.h. En !J. prictic;], t'"Slas conduüu~ n.::'- pn¿-.:J ¡;r; ll1 ¡1i l JEC par.:l lo:-. aju ~~e~ i níciJ.k~, JX'fO lut:':i~V J\:!b~r•in r..:-:..~li7~r:-...e pntl'b:l~ pJ.r..J. J.¡::(ennintlr lüS -JjU'.~<.'"~ rc.ilmc~fi[t' dptimm p:.lTJ. l'J.t!J. molinu en

d~ comprc~ilin

y lknadn cte fibra

121

mmu la rJ.l~·m i.':ntm d lknado de fihr.1 t:'n b J.benum dt:: rr.;:;b.;l;jü y d lli:'m.dn de fibra en Ju :tlimemaci6n dd par de m.:t7 .1s, e 5 dccír: (5.14) B.~ju d

supu:e-~to

5.2.2 (d) de que no se -~:xtr...te fibra

cvn d jugo, los 1lujm di' fibrJ. en J;:¡ alim~mn~ión y

rn1.:.l abenura de trahllju ~ün igu:~.re..,

s pm Jn ranw:

p.!I1i cnbr.

ll azíon el e en mpad ación, raz6n <·o m presión y llenado de libra

el~

Lo:>. ~~u w re.-: no :)(111 e o 11 ~i :-_.¡-enh:' s L'Hil e1 Ll.m do: términlJ>.; rJ.zón de ·\.'(lmpre~ión" y r:..wín de HL·mcpJ-i.T.:t.:ión". L1~ dift'"renc¡as ~f! miginan en ta pn.·.~t'n-:.:-1-:.t Lk uirl' o l! ~p::.tdn:-. vados en b e ttñ u .;_:¡ nte~ d.: :-.t·r i.'.~p:rimid.1 en lo::-; ffirjJlino_;;;, la~ ddinic¡nnes ;::m_ph:·:.tJ:.·:>.; :..t u.mhnuadón .esHin Lk a.;.·ut'"rdo con !os. tém1ino.~ qth~ pa.;!"t.:en ser mis cnmúmnentl: mili~ lü~

¡ado:o..

de {'Om pactadOn. f:n c-~k: mrsleln, 1a pacta de-..; .;_k-.. um J.¡::n:-.td:td :.1p::rrentc en 1a di m·:n 1~.e: iún h:.::..\ta lll Jcn ~idr-:d que .:.tk.:im..l -cu:mJo p.:.t~.l p:.•r la <-.b:;:-IturJ.tii:' tr...th.1jn.la razón de wmp.:tct:.l~ tión Ct ~ <.' lktlnc- i.'OlTIO 1a r.udn Jd ft uj¡¡ \'O] U nétri.;.·n JJl-2.1\: 11L' lk· alim'.:nt:!.t.:iún \·'e-n m'1::. .:.;;! \·nl um~n e~crilO l."n lJ. J.b.: rmra J~ trJ.b:Jjo. Pm ln tanto; R:I!Úil

L'.:.fu. •,e-

(SJ!i

H:..~1ú1

En ca..-..;n 1.h:: t¡ue :-.e pk·rd.:t una paJtc de b übr.;:r .;,:on el jugu .extraídn (Sc-;:-ción 5.2:.6). e~tl ide'!i"tidJ.J no pu.:::-ile: ~er :1:p 1icaJ :.L

Razón de

mmpre~ifin.

La rat:·rt de .CQ!ilpr-esión

C.1 se do;::fine cnnw la nv/\n .;>n1n:: d volumen de-

la c:..tñu sin mdos en la alimenta::j(:.¡¡ y d -,:olumen. e~­ crlw t'll !a .i!.bertura d~ trabJjo. Si nn :;,;e prc;¡o;:-nta p.ui~ nL!mientD n rc-llh~im.::iúo. esw .;.:;:unbio de \oJuml.!o ~.;; d-tber:.í. .en su totnlid.IJ ala remn-..-:i6n dd jugo. Cl.:u-a~ mentl", a medidJ. que br:.u.ón d~ compresión J.umen~ Ea. f:1 gr..1.dn de extmcción de jugo ~er:.í m;_tyo:r. lJn lfmil-e físico ~.e lll t.:J.n-za t.: u L!ndn tx:urre reab.;,nrción

(Sec-.;.i6n 5.2.lü).

L"üTil

Razón d~ Jl.E'nado (FHling r.Jfio}. La mz.ón Je llcll:.;dn cf para bagazo ~-e d~fine (;\furrJ y lloh 1967) ..-:~1mn la razón entre d volumen de fib:r..:t protY~I.:do y el \·o!umt::n eo;;crito:

~ P"t- v~.

(5.13)

Lh:-nadu d{' Jib.m {Ji h{'r filO. La fi b:r..:t. el ugu:J. lihn:: d"-• Brix }' el jugo son incnmpre.~ibl~~, d~ mancr;:: q u,: la nu yori a n tndn el <:!]r.¡:o y un a pan e d-el j u¡;n (k b.:'r.2n :-:a -ex primidn~ fuer.:! Jd cokh6rr úe (J:l::: an ti.:'.~ dt: p.;.-xfrr nkan zar un u compacwl'i lin. S in e2 b:::.rg n :-:e- as u me qu-e e 1 11 ujn de fi br..:t f\(!"fm an ec-e lTn.•.tJntl'" a tr...tvú dt::l proce:<.n y es t"'ntnnce:s cnm·e~ ilJ~nt:: u~ar d mncepw de ··ll-tmúo Je fibra.. p:Jra de.'.-:.:r¡[l ir b. úemübd :.·1p-J.n:: nte- o el gradn úe. .;.:o m~ rJ...:t::;.;.: i óa en cie nn JlUtl [i} p-.::mic ular. f:l Jlenado d-.:: fibr..1. p~l ~~ define- mmn !m kil ngr.1mm de: tibr.:! ]X'r l..:ll i d;::.J dt: ti.;::-mpo di \'ididm por el vul um.;:-n ese r¡tu \·~~-. <.:' ~ d~cir h m:.t~II de fibra pm un i d.:tLI Ue- \'O[umen eJ: k.~;/m'. la razón ilt! U;:·mllo de fibra C ~e J¡;fin~

5.2.6

(5.15)

Fih.-a en el jugo extraído ("mshcush")

L.l SUfi)~[ciiín 5.2.2 (dJ Lle- liue on- ~e c:aranK·f11-i:"' entJe 5 S y 18 ~::-: de la fibra. que p:.L-..;:.l .l trJ.ü:.'i. J,:J mohnn ..:-n Ju nuy.;1ría de -rJ.~{J:>.. En b mi~Im m-=Lhda qu,:: una pzrte -de la :tihr.rt ~.111." l!d ~í:;;~ema e-un t:ljugo e:.;u~ido. el tlujn de :fibra en la erHrad:.l e~ mayDr que el iiujo dE fibra t'fl h. J.b:;::-ItUrJ. Út! tmb:Jjo. En e-qe t.:J.~n. e< et-.

t22

5.2.7

5.:UO rnlluend.:t del

diim~tro

C.p, ·l·u·•i·(hfd-(/¡/,1)')

Mazas no cilíndricas

Uno tfC" lo:-. 5cupue~.ms ~s -4uc bs m:u.a:..; o rodillo:..; del molinn :<.on ciHnJri...:-üs y no tienen TJ.}'J.tfo. Por varia;; rJ.ton..::::. Ji:..cutidJ5 en la Sc{'ó~ln5.J.5, la.-> m.ln-.. lÍe ln.i molinm no ·"'m de geomi:trü.:a c.iHndric.1 simple, ~]no que tknen wnurJ.s drcunfercndalc~ n

(C-hld)

NucvDmente, la dikrc-nciadón mue~tra un mi~irn;J­ en -l:'Jpa·:idJ.J p;_¡ra tl;:terminLIJa abertur.:t de trahJ_}:} hu '-'Uando lu amp~itu•l L!e altmentaci{m h=~ e:-,:

5.2.8

Flolad!Ín de las muzas

En d moddn se .15-ume quf! h~ m.J.l~ -se en.¡-uen;.;~pJ.mda..; con una dl;;;tuncia fija. Sin embJSgo, exi~[c un Jími!e Jc .:ompr-c_.;jbllidud Jd li.:oh.:hón de cnñ.1 (y de la materia extrJJ1a tal-como rocJ.s y twzos de mctJI~). D.¡;-bido a esto lo:-. íahricante~ de mdinv~ h;m introJuddo d~:_.:cño~ düntle una o mis di;! L.s nmzns tienen la ~apaddad de '·fiDta(', la;;; cuate;;; son -cJ.rg:ada;;; c.:Jn p.:-s:m muerto:>, resorte:.;, 4.:ilinJrm n::um.áür.:m o hidráuHt·m p.1ra aplü:M [a máxima prcüón ~nbrc d ~.:uich6n d·;; caña que s~ puede cj..-.n:: .;;;:-.umlr una r.benu.ra de fr.-~b.Jjn cünstJ.nt~, puede ;;;uponer"\e realú:ticamcnte qu-c !;e .:tkam:J. un~ dctcnnim:dl densid:J.d dd baguzo tljLI e-n fa J.bt:rtilf2 de irab-Z:jn_ La ta->a J,_,. molit'ntfa -es t'lUünc~s:

tnm

(5.1-6) Estec :..up-uc;;;tu impl~.:-J. una -cxtr.:u:cl{•n ile jugo '-'\Jmt:mte imh:p-;:ndkntemi'nle de t1 t.a~a úe moliemb, iu que no e~ tiJta~mcmí' curr-cctn, p¡::rn e1 error es p;.:-J.tuc-On y nn re;;;ta -...·.1:lidcz .:tl prim:lplu gencr.;:L La cmnhEm:cfón Ue la ecuadón (5.16) cun la cnJJ.ción (5.11) pan:! elimin:Jr b abertura tle tr..ih.J.jn hn t:ondtKe a la ;;;ig-uicnt{! e.xprc:-.lún pJia la 1a:i.11.Ít' multenda:

5.2.9

Fricción y mnplilud de alimcn· ladón

El modelo ti:'ÓriCi) !n-i.· luye- un supuc~to criti.;.:-n de ;'no-út':.llimrnienm" emrr: el bJ.giJ.lü y la surx·¡fióe de hi nuzas. Esto pre'iupon~ una frü_:ci,;ín ado:-cUJ~ da p.:;.r.i preve nír el p>Jtinumien~o- En l <~ pdctka, u na maza h~n u~n h.:ljn cocficil.'me J~ fric-ción límitu lJ. m.himanmp!ituJ e~ ulime!lt.:tción. LJ.s fu-erza~ \.'\lil que !.ls m:ua~ :J:::IÜ:.m :-.obre t'l b~gJ.lü :-.on iguult::~ en mJ.gnitud y op~lt"Stas ~n dircc\:iún ll bs flio::ua~ que e! bag;un e-jcn:e :-.obre 11~ m:.u:a~. La Figur..t 5.2 mue~tm es1as fue-rz.:;;s en J;,¡ ah¡::ftura -de :Jl!rnent.:u.:ión ~:p-un.w de [lrimer conucw dd b:Jgawcon las nl.l:us:). En la Figura 5.2, la cap.:L externa de b alimentación de -caña~n11a en contuctnt:nn];.¡ .m_[X'rtláe d.¡;o l.l~ mn:t~ en el jngulo de al:iml:"n[.ll'i6n a me--:JiJD rlc~d~

en lL1 LJlirnL"nta<:iún

123

5.2.10 Influencia del diámelro de las mnzas en Jn alinu'utadón

{5.)6¡

Cnmbin;mdo lu ecu:.;d¡ín (5.1 ~) con lil~ ecuacion~~ {5.Ll), (5.16) y {5.10) _;;;e nbtiem: b m:b;ima t:J_p-atüiltl lit: pnx-c ~ llm[e-rH-O _y !J. a'IJ.e;j urd de tm hJ.¡ü .,.,. rl ángulu tic a!imer..taóán -a_"L~ ;:-,;mc.~pondiente;_ E~ inter;::santt" :.muL.lr que h amplitud d.;: aliment;:;ci;í_1 m~xim.:t hG'.:.t es submente func-ión -tl~ la r~1ün de {:ilfll]J.ld:iódn el:: y ~1-diim;;tr-o de lil<; m::u.as d. Partl~edv tic e:-..tc unáli:-;is ~e tie-ne- que, ~¡n ninguru t"estrl.;.-;;:ión
maza~

como um tol \'Ll de .LJlimL"nta-Li-611. lm LllJm,::-nti::.dor foT:t~do y/n p2rc-s d~ Hl.ll.:t~ p-r.cced,;.·ntc.~, cüntrihuir.ln~-ub.~t:m;.:iulmt>nte ..1 la alim~nfr~idn úel molino.

{5.17¡

rayah. E.,tn ::>e d~spone fi:í_,::ilm~n1E en (-i:\J.ria. Con m.1z.1s rayad.is. la velocidad S1Jj:X'Iíkia1 dcctlva, los ajuste;.; y hs E.~nura;;; d;; 1rJ.bJ.jn ;;;on trld_;;¡~ >.:J.kul:!.dJ5 .a pa.rtir d...~l diámdm medio d::: h~ nu:tJ::-., ~s de,;:]r {dijmctm entre crestas de r.1yado + tlli'imctn;J entre rakc:;; de r.ny.1dn} l :1.

de h:-.

Con~idére:<.e- d::' nuevo el dr.1~r.1m.:1 bj5[,:n J<;! J:_¡ temú de- muliemb d-e ]a Flgur..t 5.L Ik h gl."ometria 'lcl conjuntn. :<.e tiene que -el e~pt"!;m nJ.mpJitud de h a!lm'i:'n1Liciún h e:-.:

h = {d /2- d · cnsuf2}+ h1:.- (J/2- d · -cmn /2)

d pl;:;r,o J.:\iJ.f {.;:r.irt' centrm de lu.5 dos muzu..--:_). La [Tl]]..:t J.~tÚJ: ;,:on ~Jn:.\ fuerza r.:.;dial o nilrm.ll F-:-:J-j ~obre -ei b::.g::.:m. La frii:ci6n ~obre b mJLa ru1LlJlte produ;.:e-l!na fu~-u.:.:. 1~mg;.:oncí.::tl F D~~ igual al.;.:oe-fit.:iente de fri L:t.:i(l n ¡1 m11l ti p!i-L·ado (l'l r tí flle-rza raJ ia!;

=.-1 ·(1-;;.·osu:l+hu

b dL"ci.r:

/¡

Pan:

h1; = h · -co:;;a/C

Pnrlotmtn:

f¡:::::

d-tl-•.:no,;.a.)/(1-.;.·u~u!C) (5.2.2}

PJra -Jete-rmimdJ.s cnndklone.~ tic fá.;.·ción en b .tJimcntJ.ci6n. el ingulo de .LJlimentadón u e:<.·nln~t:Jnte (Sec.;:.·iún 5.3.:8) y pJra una -cierta tJ.q de -extm.:cl6n. 1:::. r,tzún de comp:.Kt.:tción C_, e,; Cün:<.r;.;ntc. En con.._CClle-ncia, pJ.rd conJí-i.-ltmes de igu:d .alimt:ntJ.ci-ón y extr..tcci~}n:

L1 ft:o;::rLL f<."~ul tiJJl te mbr~ d b-J.g:::.zo e:s Ff:., des vi ada Lk' Fr ,J p•.lf d jngu1n di.': fri cci(in ¡t dondi': (5.20)

En b Figura 5.2 pu-ede nÍL~erv:rr.~e- '4. ue- cxi sk um n!-mp(_1n":me hmizon!al -tle- F,~i· (F~:U · sin o:) que r-..:
h=d

~_5.23_)

Por lo lanto para jgual desempeño d!iécxtTacdán, la arn plil ud dr- a1imentadún pcnnisíble en moli· nos gcum~trkamrnle simifarescs pmpordonal al dirimdro de- sus Inil1:t'\-,

5.2.ll Ueabsordón, dzallndum de la cuña y patinamienln En el moddn :-.EmpldicJ.dn ij,UC hJ. ;;;i-do pre:_.;;.:ntaúo ~e .::.sume que nn ocurre n:~::Ü}'HXL'ión. (,Que e-:; ri:'ab:-.orciún'! En d p;:;:-.n u tr.:Jsé.-: Je lm- molinm. :>-t:: "-U pune t~ue d primer prodlK'to e_ttraldu es d .::ir>:':. La e:(tf.:!CáÜtl dd ju!;O -cnmienlJ. e-n realid;}d ame~ -tfe- qtte- todo el :.úre haya si Uo rC'm ovidn. U n-a y¡;z que todn el ulr..:- :-;eh:.~¡ rcmnvido (~j. por comprt'_;.;i6n en Ia nu.r.:t bagacera -tld molino):>-::' Jice qw:: d b;:;gazn _;; .;.:- t:ncu-entra: en un estadn ;'sin 'r'Ll-i.'ln~"Ln~ cnmpone-ntl.'::. qut: qucd,:m son <;ubmcnte !a iibra y d jugn. que snn ambm p-r~ktit.:.:uncn1E jn_.

5.2.12

i2.t

compn.:-:ihk;;;. l.J.s dcnsid:uks de

~~tu~ pwdu-~'!m ~e­

put:d~n

me\Jir, ::.i~nd-o b d~ b. fibra Pr J.pmxim~da­ mente 1530 kglm-' m~ ...~nira:;; que la dd j\Jgo p_, e~t;i cnir~ 1üü0 y 10311 lg.lmJ, depentEendu del flrix y la tempemtur. L En elln.... tituto dZ" Jny.¡:-:-;tigJ.cÜln ddAn:k-;rr .S.RI y la Urúver.üd:ld tie Qneemhnd, tic- Austr.Jliu, fui§ \lcmo~tradn baju n1núk·l-e>ne-~ .exr..:rim-elltales .ruid.:ufosJ.m~n~~ contrnl~d.:!:.. qut:! el vt1lum~n sin \'J.cios del h.::g.uu que sale de un muhno dundc <:e ha cfeumtlo una dev.1da cnmpre-üdn .:s m.1yor que d ,. o]um.;:-n e-~critv en d úlümo punto til.'! ~:.prit:1e-. E~1e t:Cn .."J.meno se ha \lc;;crito cnmo reabScnrcidn. L:t í.lzán dd v.;llumt:n sln yaóo"i Uel b-J:gaw rtsJXéCto al volum~n -e:..;aito ;.;e d~numinJ. como factor d.: n:-uh:snn::iPn L (5.24) En la pr.il't~.;:a s.-;:o encuentra que [n:.; rnoiüw~ bie-n o_p-.?r.:ufo.;;; tli'n~n f:J.;:tures d~ ri'J.b~.orcl6n {'ll el orden Jc L:1 a Lú_ en¡:nfonl ( 1957' 1959, 1970) postuló que la prc~Jün úcl bJ.gazo akanLa un máximo pico un plKH ames de la abertura d..:- tr.'!h-lj--i> (puntn d..:: :1pricte, L'On ángulo {J'j e-nrre lus dm m:.iLJ.S. Ibj<1 e.;;ta ..:k\'~ili prc-~idn. d jugn di~p~1nible no puede -c_;.;cup:rr hucü atrás ~rme;múo fibra que ya hu :-;ltlo ('Orupa;:-t:;dJ. den~umcnh.~. A p;:¡rtir út: óte puntn, d jugn 1luye bacia ;1dc-bm~ a tm-..-és de fa ühm ylü d llujo rutal de fibra y jugo t:-5 -extnlillo haál J.ddame a mn:t!'i úc ta a~rtur.:t d'.':' trab:Jjo. vi.2j:mdu C{lfl una vekK:i.Jnd que ~upem la velocid:ui su_pcrtl-.::i:>] de la mfi:m.

m.:-no. El pi.;_·o de máxima

p-re;_;.;iL~'rl

u:-:mlm.:nre

~"

-s-~ llt;o:ra lui:go úd punto de JpriE!te V•tm.,-y y fi!.::~

1967:63}. E~tu fue nmtinnadn medirmle n:•g¡~tr•..:<:!Ue pre.~iún m~ditla '-'~lrt pin;:-:-; im.-ertado:-. en mJJ.:;.~ J~ pmeba (Y.:r Fi gun 5 .J t Ho/( OY.61) confim1il que toJo e11lujo de f,r-ra es e-_1\truido si'i:'mpn= {~tlé ~ ef.li.:uentr.c h::!jn su[.;:i~ntf: pn:\ión. B plann n-eutral :
flujo de flbr.l,

M~nm

vd oc id.:tLI ¡;: n 1;.)

:--.u~rtkie

de Lls m~u.J.~,

~knnr

¿:

e :~·.::.--;.:.n 11 .j:: t;.~..J~.?c-

lrnblbidón, M-tnm r.uán entre- abertura.-;; rlt: traktj-D d~ mlt..lS >.'Jilt'TJ: 1 b:.~g.:;;cer.t (razán de muliemhü. Prc¡urac¡ün más fin-l,

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Figura 5.J.: R..:.:~b~(•n:iúr, ihb C\•n e.:ro;;>}-il de pin

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d~· pr.:~ifn

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M-ejununi.;:-nto úe- canales Lk drerlilj~ f~:;gLÚl d:;- rJ._yad-o n1.h fino. maza Lülus, ranur;_t_~ Mtif· du_.•aJ. etc.). Vi!rl;;;s &: t:.'>1LL-.; me.:lidu.-.; tienen d~ctm ntcptiYo5 ~C-"­ bre b. cnnfiabi!iJJJ.d me.;.·ánica, .;.·:JpaddaJ y/o t'x¡rr:-.;L'iún, por !n -L't!lll :-.u;;.; de.;;•,:em.i.lj;.is y ix'n~fiL'iu.;; d·~l:r.:TI <:a hwl;::n.;:-,¡:atfos. En üc.:J...;ion~s s-e pn'i:"Jen obscn-Ttr '\:hiJffiJ:'. .. de jugo ~al[e-n!lo dd mnlinn tl e:-;d~ l u .lbt:-rtura J¡oo b rrwz bag:::cer.1. E-.;te es unefl'-:.::lo sirnibr .1la n:•.:tb~~lrci{)¡'l.

Je mn!ic11-da :y

d Ül !::U :r U': J;;: h-lbt'r il u idil hacia J.Lküntc a tk ;~f.::...:in~ t:n t:-1 fondD d-e 1.1 raíz d~l r;_¡yJ.dn t'fl Ltf'Jr d~ lluir r: tr;.n é.:; dd cukhón de La~ m.;Jid:t~ pJc controbr lo:>. eh orrn~ ~on LL;; Jll i~ m-1s d ta;J t:s:-. ;_m teriomu'·ntco pJT-l

Jcnkin5 {19Mi-: l(}(r--107) ha Uis.;_·uüdu Ios r.~."­

t:~ni~mo.~ pü~lbl..-.mi'nte inmlu;,_·radm en cs1¡oo f.¡:o~~(:: en :::uo.:ntra en tri:' 3 ~ y ¡e- ;ni tes di'l pum u úe ;_;_pfi ~t; A p;:utir d¡oo l'~te momento la pr-csilm s.:Jbr-c d h-1~~ Lo ~rm::.ce.:..:e pr.::it.:ti;:::.tmenti:' -t.:nn~tame h;::.-;ta ;v.,.

C;;.rg.:t~

l:: n:; 1 h~¡•ro;:ión. \furrr v Hoii (1967:11-!3) mmtramn corno d ;

d~ ;11 o:[;,:nJ~L ,_.olurn¿triL·n pu..:de ~r utiliwdn

r::.r::> mo:-ldar y/o ¡:-n:;¡k·cir b extrac;::iún u ul mt:'nm ~T~t.n;Ho~

cn ll t'.~trJL-ci(m. Parw d primt:'r molifln, la nri :\ E[::<_[ pttt'dc S{.'f ;:-al e ut.uia ~j !n~ en:--~ p.:lfimdn:·~-. k f;:;uor d~ reab:-.orción, er- ralÓll J¡:o !krud-cl f t'.:: u:.:i óa 5. 15) Y11 l:x.~ ux-fi l'i t'nlt:: de i mbjh iri6-n f\o;:'I S'.\.-ción )_S.l t :'.Or.t umiK'[dm: e..\ tr.J-:-L.·[ó:J ~k·

ll,

t 1

{5.25} l~w_cr_-

1\ p,

Lü~ rikulih .'.on un p.;x-o mis -:.·urnplic.;:;dm para lm nwl in; f_~ ~ igu !e¿ Et,.:-s de hiJo ..1 b ad.ición d--~ i mbibiciün. A~i. p;tr.l d mnlin-o número i:

(5.26) [n e~t:t ~ e.;: ue·:e i o 11..::-~, wJ-::D~ snn los ~ól idos ~e os reÍ!~·~~iJ7;~1rkih lBri_\J, ...,.r.c y wn. lDs .:._:¡mten[dno:,. defihr--.i cn ¡:;:.fu y bguo re:-:p.,:ctiV;Jmentt.' y .q 1 ._~~.i {'S lu J.l:b-'.n t'n1r~ 1~: m ;;:;;,a de llq uidn úe im bih i ci 6n .1pllcalh;:.! mí!hW i y b m~L-;.;J. de iibm. Se pu;:-(!c__• ~~.mnir qu-e ll.l -d.cn:-.id;ill d.;:: b c.:1ñ.:.1: p.._. ll3n ~g/m-; p;;;:r.1 la mwynría di' -L'J.ñm, mie-mr;_:¡_-;.; l..i d;:-n ~u ::.d tl ~ l bagazü Pu ~.¡:- cal eu 1a Jc b cornti;:: ;.;u~ wm_ront:ntcs jugn y fihra .;_·omo -~e :L u m tí nue: e i6 n: {5.27}

ecut::cimh':S pJ.ra un tr-t:n de m o1i-efe-t:tuar iter.t;::inne~. L'n e_krnplu e:-; pm Af¡tm: Y Holt (l967:2J-33J. La utiú::- tL~~.-.:: moddn--d~}X'nd-e di! la .:._:onfi-lbÜiúad do;;' \-::_fnr¡:s J:::- k y llt_-_~ Lii~ponihlL:~. L.' 5lib

~._, rcq~1i;;orc

tmqu~

115

5.2.12 Cargas de molienda y ton¡uc D-ebido a ]a_-.; gr.:tnd~s ú]t'¡:ore-ncias en propieiliile.._ -tle c:.tña, di~ e ilo:; c_!e. molinos y pci;:Üt:.Lc, de moll-enda, no e-s püsihlc- fnmmlar un mnrlelo ffi;Jlernátkn unlvc-rs:Jl que put:'d~ ~er upl¡cado a todn rnolinn op-;:r..::climal. En el m-odelo ;;;imp!itl.;:::tdü d..:: un p.lr d-emclLl~ aistaúas, la fu-c-n:a radh1l total que t::.i:túa ~obre cadw mrrme-s ig~l a la inw_gr..1! tle la pr~:»ión ~nhn: luznna d~ !r.ilh-ljn J¡oo b .c:in::unfE:r~?nc~a. Sin ernb;rrgu, ~ pn~de apreÜlf en b Figura 5.3 y en 1a Se->.:ci6n 5.2. J 1 que cnn r~Jb~mción la distribución di' esta pre-si(m e_~ .:.:omplcja }'un hmtn impred..:-..:ibk En los molinm rc;:_¡_Ies existen otr.::1_<;- fu-ea.¡r_..; qm: _;;e úebcn .;:omicJ.cr::rr. thi, d tmque úe- ;:u:ci.;mami-;;ntn y la L.'.1rE.l hldrúulim :-.on Ultibn'i ap!irJ.tlo_..; L1 ¡ravCs de la maza ~uperim, qu::: e-s d .._·ornp.:m.;:-nt~ di'l molino que re.;::ibe la mr.ym c~TJ_;J.. Es.Ea mata trahJja a tmvé::. do.:l bag;uo contra re;;;cciünes de Jo~ sistem1~ .:1lim--;:-nudilr;:os, de: la mmpre:»i6u o:n um o má~ mazas y en el viratlor, d--;:: la frl-;:'l'ión en el r..1spadm y t:n -chuma{'t.'r..l~, dt' lLL;; fueum de tmque y sep;_¡_ra_,_·[ónentre Jo-_~ piñnnes rle1 molino, et..-:. LL~ re.:.:cciL'ne~ es1Ú.Ü•.:~-.; de b'i mmpn::sion~~ en hs mLJZa.~ c;;.ñem, bagr::co;:--rJ. y -en d \"ir.:uJur p;!."-:111 tndu ~ n tia ~--é~ dd c.¡:ontru dot" la maza supe-rior. En n~r...:ci6n, lo frkción y la azción de .1JimoEntal'ión róultan en fuo.:nJ::'. que gcncran torque. La fuer1.:1 neta d-e 1~ m~za bagacera es nmchn maym qu~ l::t Je la m~m ..:nñ~m. Lil pmpmdt~n e-rML' ó!ns dm f11erns varía wnph..un.entE. lfrtgm ( 1~86: 161-164} dta fuente-s que km pre.~en­ t:Ldo cifr..15 que vartm d~:-.Ut:: 2 hast1 S..Esta pn::oporci.in dcpt:nút:: -d::-] di~i:'ño de [o:-.- molinm (mls lh.lja p.:tra molinos. .._·o:n alim--;::n1tKi6n fori.ada q_uc pura rnolinm d~ tr.es m~t-.;), la .;:onügum:.:-i('in -tfe.:.ll i mentacidn, la pr:1.~idó11 a Io- b.rgo dd t:reo. !n:s .:tju~tl'.~ d;::-1 mil lino _y otrn~ factore'\. Valore'i emre 4- }' 5 ~on _rosib 1es de ;Jp-ltc;rr pJTa la maynriJ. de molinm. LL pot::m::i;.) .;.:omumüfa por un molino '-·onvcncionwl de tre_~ maza~. medtd:r: ~n d J.LTiunamil"ntn, es !bHllmente Je- H a 12 (k\'.,: · h}/tr Considcmndn pt!rúidas en los e-ngr.JJKJ.je-' y acPplamientu~ J.¡;: 20 (.'f-. C.)tO n:pri!_~ema t~e ú.4 a 9.6 l:k\V · t(I/Ef entr.;::;ndu ul cjc di' hlmaza ~u~riur. P;rra un molinn con mJLilS n:.tJ.r~dn a 3 m(n- 1• el tmqu::- e~ t:n[i)n-L·es 20 :J. JO kN · m pür t fibr.:uñ. P:.tr-tl un mnlino om m:.ü'.-2."- mtJ.ndo a 5 mio-L. d wrqu¡:o e-s 12 .1 l:fi: k N· m por t fibr.:llh.

:'i Molienda di! Gtfu

116

l_a'i fueuas im-olucrada:s :-;on muy comph::j:.G p.:;.rn _;.;e.r annliz:.:idJ.!<. aquí en J.:ulle, rcrn e~ r-ckvanre considerar hs prim:ipale<; fuer.tas (line.al-es) -djrecta.'i\C:'- tk·.cjr exduyentio torq_uelJ que anúan sobre- la m:.u:a sup;;.>rim. la;;; .cuaks ;-;~m d~termin:.wtcs \"ll d db.-:::i'in de- r:nrefi.;;;s, ej..::s y .;:bmn:u:.:-ra~. las. fueu;:¡o; en i;; fígura 5.4 ~.on tfpirJ.s d.¡; un molinn -C\lfi\Ynl'ionul de E.f~;<; m;:u:as con cturtJ. mn1.a ailmentJ.dma. La ml.igni~ud y tl.ir~c-clón de li.L'I fu'i:'r71::.." d.:-p.:nd~ de fattmc;;; tJ.l ...~s c-omo b {ll._<,:_t dt'= molienú:.L lac..trga bjdriulka., Üs1ernas de: ali.m:::nta.;:l.Sn. h geometría del mo~ino, 1m :Jju~1~=~ .cnlrt'= mJJ.a'i y dd vlrador, ere_ l.,:);:. fcerz.:::...;.; y -;u :lp-mxirn;;;J.J: m:tg:nimd en n::l;v::~ún con la c:rrg.J büfr.iuliculoUl..1plictd:i F.rr. en t:l puligonn-de fua7..1S son: Fu (.0. 72 · F,tcf) e;;; la n:ac-cü'm J.¡;:bitla a ta t:mnpre:-.lún en la m.-:::7.ll b.lg..u:c-.ra. Esta es la prím:lp:.ll fu;:ua que. d~ctúa "'trabajo". Debido .J b rc-ah:-.on:iün, c<..ta fucuu actÚJ. cnn una &ret:cfGn úe apnrümaJ:lmcntc- 2:; a 3'-' d~<;.d<: planu J.xlal tft.'lu m.:lla h.z.g:-u::er.i en d :-.-crnido d:: b~- aguj;;::-;. dd 1duj (_ver S.e.;:ción 5.2_ll :;.' figurJ. 5_3}. FTP{0.2.5 ·F.,~~-} e.'5 ln fl,."accidn del yjr;_¡dnr, que iH.·túa upmximnda:mcnte. a lW dd phmu -..·e-rtlc.:d t:n d :..entido de la'i aguja-.; del rel\lj. F..i "irJ.dor ahmrbe de 2(} f.:f_ a 25 q dr: la cw¿a hiJrJ.ulit:.i.l upiii.:;:ufu depemEcodH tie Im ajmtc-s úel mismo.

5.3-.2 Curt.'"fi.a {virgen)

F F (0.17 · F.,,)e:'i la rea.;:cüin de la m::u:a

ta r.:ml nc túJ Sil bre el plan-o axi ul de U m i!tQ ñ;;::ra y u~ualmente e-s .i:!prnxim:.tdJ..m~r,[e 20 rf 25-% J,¡:: F¡_:.en nugnitud. F R n .06 . FL} e~ 1o. fu¡:o-r¡. '1. rl' mHante tütd J.cttia Ediülm~nt::: .'iiJbre. la m.:t7ll :-:uper¡m a~­ . .:6. de ]:;;s chumtct'ra~. En la Figur.:.: 5.4 e~.t~ a ij ~ d.;:: ta Yl"rtica1, pe: m 1ilj fui'Tl.[[~ ton;¡ü:-taJ-e~ {nn f1u~1rJ.úaú in.;.:Tt'mentilll este ángu]n b~.h 2W.82Y. , -~.<.<¡ F 'f:x;tf::l (0.26 . F, ~,)

::'.'i

b

ÜH!flJ.

res u 1tilflte r,n;jT

1-ünt,:tJ {cü.:>~:::dm) ~obr..:: li:.L-.; .;.:humJ.ce-r~.._ d~ h

m::rt.a :o.;upcriur- usua1m~flte rqxese-nt.:t ~iP fur:!rzas d-e tmqrre y se-p;:r;::L.·lr~1 tlt: !n:~ piilnne-;; tld molinu_ Mú ü:rfmm.acü)n ~.;:.k,;; t.J.s carg.1s hidrlulicu.'i ~{' pu~d~ ('ünsult:.rr en l:.t St>cci6n5.3.7.

5.3 5.3.1

:\·Iolinos y de molinos :\Iolinos cmwcndonalcs

Pm m;llino "('CJU'.'t"m:iomll"

s~ enlt'nÚtT.i

.:.Hp[ y bag;:;c~ra t'-.-.tb ~obre un mismn EJi~'el, mie-n1ril..'i qu.¡: fa m::uu ~ureri~lt e' t1ut:mte, a pl'5.lf d.:: que o.lgunl!S YJ.ri::u:ir~ni::~ ñ.ic1 ~m molino donde b m:.t7J. (':J.ñera

·"...~·\·.•

St;-:::0,i-:::-· /

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1.-hz.a b.:¿:;.=:=-r;:,

pn1h;:-:dn :o.er cxito.'-iJ.~. AlguD\1.~ di~e.ñm """""''' in.;:]u_Jen: Molinos Five-.; CaErs autu-:Jju~tahles. -r.:on unm::.rco r:nkul.::tt.!o quo;:: <;üpona a b m L!Z..l su p.:-ric·r. ~lolinm \Vnlker~ n~n hidráulü.:m t.'"n Hni:~l. J\"!>::1de: lJ. m a .a h~g.:u:~rJ. ~e carg.i.l h i dr.iulic.:tma.te. A _['C.~J.r dt.'- {J;Ue much;b f~hrit:;:)¡:-.. lun si úo CilJL'irJi~ das imlalandu molinos d,.-.. 5, 6 y mi" m;)]_;;;~­ !!.¡;nt'ralmen1e im:luven .1lim:::ntudores fm.zadü:'- qt~ ;e pur:Jen ;;{)nsidc-~..rr .;:om~J un ··ao::cli.'"~min tf;" :llimenta;_'ión" ~Jir.::ion..1l .1l mn1ino com·em_·imul. PL'f

r;UÓtl, [o~ Jifll'~ll[JÚOH.'~ fD:r7.2dil.~ :':t'f8Jl Úi.'iC"L.E-

Ó.".lllf'il J~.:!" [.¡ ;::;lim.;!"nt;:;ción dt:: molinn~ l:Sí'cóún p.¡_lf ütra p;utt', 1os n ue'r·os mo linm de dr):>. m.aLfdii.'r•m .¡;-n Y<'.Ól)'S :t~JX!i..Lm di: lm molinos ;_:on'''"'''""", y pn ;;~ta razón ~--t' unwli:t.:.lr.ín en uoa ;;_p;Jl!'.' (5..-l). 1•~-~ rn.•.:ol ir; t':O. .~t'caJores de: b!.igam p-:::.rd di~i.' u1 il i 1an u¡ui pos de molienda nnrm o.l ;;:::-;. ] 05 rfljll'~rirn[t'n[m son ~cnemlme-nro;:: mi"is d;;: b i J n a ;,.·onW ci on~s. po.uü:.:ul ::Wl"S- J~ um ')"'"''"""" Lk jU:fO y clcvaJu ti:!mpt:'m1uru. E~to $e t'n la S.;..o,;_·t.:ión 6.5.

"'"""'"'"

Cureiia (virgen) J ~ 1;;;~ t.: LUeñ:.::-.. es m:.tn ten cr a los ;:..ctin)<. del nwhno (pJ.Itir:.:ularment-e a L~ m1li.l:'-} i.'Jl un;;; m:icnLa;.:iL~>n J-:?:>.e.lJa. E~to. or:i-l:'nt;r.:-i (m r~q ui t' r....- ~ ~'r Jk\ i bli:! pwr..1 fl(!"rmit:ir di fe ri."nlt:' s t:un;;.ñ th Lk m 'i! .1 y ;_rj u:-.te de bs o.~nurn.s. El m L'lino h.:b iw t:':':(i cm:r:<.Ei mi do d-e trc.~ mu.1~: m:un ~-up-:rim. ~1uc tick ~i:'r .;_·üp;_¡z c.k- ""Elnt.:.tr"" iuurihJ. úur;:.;nt.:' la l)perac¡.;í.n {St"i·cilill 5.2.7) y bs DJl.:.r> clfic: r~: y hagJ.ct.'ra q Lk' -Llt! lx:-n ~er a_iu ~table-o,;. [t::u:ÍJ lü:;, L'O:'t~rJL:o~ (ver Figura 5.6}. Algunm mjineik l.:ts m.:tt J.~ .;::añ ;;ra~ y b!.igJ.ct."r...L~ purd-;;::n ser Ult.:üi1 L\LI 1m p.:.Ha .i.lj ustar ~u pu~idün 't'l'rti r.::.1l. bJs hu e~ nlh tbt>.ñ DS m::.d i r.::i omfe-~ rle mu!i nos disJ. ¡o:<- C( uros de milLa filmunJo un tri i.lJl gu 1n L'(lll un jn guln ~u pc-rim alrt!dedm J.¡;: 7ff· &...o.:.: ir q U';.'" J;:;;<. rn.:.tzas ca:ñi:ra y ba~J.r.::t.'"ra e-qjn t.:J.Ltl 2 J. 5~ -t.l ~ 1a Yi.."rtlc;¡} del:ujn de 1o. ffi17.1 ~uperior} n iÍlf~lo lig-tTJ.rtk'nte mí:-. o.mpllo p.;;,ra !.lcomodJ.r~e d~ 1l)S pi ñont'.~. Alguno;;,; di~-t'fi.:.tdnroCs di:': (i.']. Fh·;;os Cai!. DcJini y Simi.~a.") .indimn dt:' k;; o:.:b:rmacerJ.s J¡;: la lllil7..a su.rcri.;Jr b.:tltdn lk la alimentaL:ión pJ.ra p..'TITiitlr que ]u::,. r; ~K tlÍ~n m;b diít"C1amen te ~obre b fu::!rza F~ fS~c.;:ión 5.2.!2). la_~ prin·~ i p.:t.l e~ fHCfZJ.S. qu~ Út' kn ~oi?f ~opmtadLG cur..:'.ñ.:.t ~un: t-emiüll de bidn a 1::.~ fueuas d~ ~.cp;:¡r~Kión l'"nEre ][L-.; m;:u:as dd molinn, Je h~ mil ::-s 1L.l:~ m uymes Mlil !J. fue-rz..j F •.-.;IL im '!' •e-qa P,!f !o~ Eli drj uli.;,:us snbrc lws .;.:lmmat.:e-m ~ de la mJJa Sllf'...'rim V b~ ít"a.;,:cionc-~ en la ba~a.;,:ero.., t::aikr.:.t y d vimJür (Figura 5.4). E."tas fua.la.~ -~{IQ mr..:dlt} m uymes t¡ue e J pt:-~o J~l moi i no y ~-Us

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F.'o..l.l.;:;.s.

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E.\temamo:nt~.

l-o::,. ;_:imientos Jckn s:oportar d p¡.:-:m dd mulinn y b r'i:':.lccián al tl)rque J-c ;:h.:l'ion;.¡ml~ntrJ dt'l molino. Todas e:-.t:i:~ fuerza~ Sün dinimlc.r6 e imponen csh1Cl70) mt::c:ínicns tln-ctuar:Jles MJbr~ h~ cureiia~. Pm e~ta ra.l(ín, lns nue-~-m diseño::. de mnHno:s h\ntt:i:t'n usualmente l.:.l cnmtru;,.TÜÍn c~m ao:e-w mn.quin;;:do o fun.JEJo l'"n lug:lf de hierro fumlid-o cumn t:n bs. vjcjm Ji se ñ.o:~. Los .;.:njinctc.~ de lm rnnlirm' se mJ.nh.:nen rcr..::nidns :-;ohn:: h~ gufJ5 d·~ la t.:ure.ñ~- f-'.:rra que ~-.t::J. posible rr:!mnwr o. bs mll.:.t~, los eojin-:::t,:s ~e re'itrirrg.en utilizamlo "bisagr-1~..,, o ~.:::pas t.fe ru:eru. En ln~ ·víejns di~eiím, e-~tas ~.;:: ii.'-:C,h-rurab;m r:.:nn tornillos rubu~ro\ t.[Ue pas.:tbJ.n a Er.;:n·¿s de la cureña (com-o ..:-n b figura 55), ~ro nuey;:¡_~ altt>mativa5 de montajl' utilizam!o p:.t;,;ador-ts gr.1ndcs f_nnno en b.s. bisJ.gras para nlli:tll.'> infe-rimc~ en la Figura 5.6J n .;_-haYt.'"t.l!. (como en d cal::-ezo.l de la mua ~uperim en h Figura 5_6:~ fadliwrr d m~ntenimtt:"nto. Atgurws nmlirms \Valker"S utili:tllJl p.:i.Sadore-s en .urnbos extrernm de la tnp-1 Je b m.J.Ll supt!rim }' d~ lü..;;; clos bi~:t.g..ra~ de lm mw.a;; inkriort."~.

(¿;:~_E:I

C..:rE·fiJ

.._,r<=:::lü'

P.as¡;:3.-:·Jre:s --;

5 .J. 3 h bz..:.is de ]m. mnl i nm

Aigun;:¡:;; c.:tr:.tdcri:..tic::.~ a n:::.-alt.1r de b fjgura 5.6 ~e-n Jo.;; ci1lm.fm:;; hidriinlk
Tipk·m nn :-;i.¡_:mpre) fJO st uülizrm l.'ipara reJÉrigír la caña emr¡; b CIJ.:!.f'H! m.:!l..:l ;.dimen~~dum y Ia mala cañ;::r.L Cu:mdn la Clllrtn maza ~s 2.cd-~.matl.a a partlr t!e la mua cañcr:3 u:-.ando caJ~n..t':. nn se aplic;:m fue-H::..s aúklnn;:ües signifit:J.Ü\TtS subre fa i.:meii.a (Wd..l'i compre~.ivas}. CuJ.Ildo el ;:u;ci~mamknlD se dt:i..:~Ü.;J. a fl.U:tirde b man :mp;:-rlnr .:un piO.;we;-;, fucJ7.J~ tfc- tl"n~í6n y üut:mres ~!..'n intn;duclJas. p-cru ~s1u.<> o-;on relath:amente ¡:...:qucñ.1s. En ca;;u~ d-ünde :.:;; inoxpma unn cuarta m~7.a di.'.' ign:ti tam.Jfi.o a J;:¡s ntras. e~tJo ó .;:asi sit:mpr~ m:cioni.ilh con plñon.:-s J. p.1uir de lil mJ.lJ. :-.u_p;:rior. lbll:..llmcme en el lado libn.~ de acdunnmii'nW dd rm.!linu (FJg:ur.! 5. 7). Aiguno:<. pocos mdinos. han siún pro.Jucido'\ con J.t:;;.·jnnamientü'i jndept'ndicntes p:.l.I:.t la cu::m.:t man. Lmi cmuta mJ.?.a de igll.li 1am.J.ñ,l.n la:..;; (llT~L~ n··m;umc mis p1.1tl;!nda qm: um mata ulimcm.;:.dma lig.;:-rJ.. pc.ro menos que b maza .:aii;."fJ._

Lt~ l·un; ií ~··:<. tJ.mbi~ n dt' l:x:n sopmt.:u al¡m:;:"".n te (~o­

tid y[:,d;1r ). ]m c.d)i!".l.Ot~ 5 hi ddulicm. 1ns. ~oJ'lt.·• • };trs p::s;::, fth rJ.sp.:tdme:-. )' I:..B C:l.Kln11::::s ,\[e!'s{'haert, r~ ;tK¡f'
2

\':.:S.~

.J.

-

\lazas de los molinos

s.J.J

C ~ u.:;.!rw: n[l." Jib ma.zus Je Jns molinos. :<.O O COilSeo ITI t> Lm eje dt"" a¡_·ew, ~obre el cual :<.e ;1j t.NJ¡ p::{' .;;.ontr~;.:.:.;j,!n t¿nllic.:.t un cn.sco de hi;:ml fund(do. Ll~ f:dl:ls J;;." mr:7_;;;:-. J.¡: mdmos s'm b.l~tame -cnrr.uno;:<.~ ~ [r;\-;cri.:;.bl~mi'ntc cu.;;~üS:lS ~ no sólo por d ¡t";.'ln p 18In de- Ja m ~72. ~ Enn pnr el üempH p;:"rW do y fl\'cu~r.t•:m•:nte f'l..lr el d:Jñu ;;;ecund::uio CJ.u:~::t.Lio u eh lm~cci.' r~b y .:. : un.' ñ~t.;.;_ La~ Fri n~ ip.:.tfe ~ fuc-u.r:s. que a.;:-ni.::.n sobre 1a m wz.a sup;:-r¡or. q u.: e::; h m á 5 i nten~:.rrne nte ciJ.Ig.~da, ~on .J.;sl:rl1 :.:::<. L:'ll fJ. S s~c.;,:inne_-; 5. 2.12 y 5. 3_7- La reüs~c,6::t m;;..: :!:oi ~·;.1 Je lJ.~ mULa<> es responsable d~ ~ 0 p;HE.lr e.~L,:;. fu~r7lt~- .-'\r..lkion:.Jlmemc exislen req~ai:mi¡;-¡,;\h d.:: pn..~esn que s-on cvmpctiliH)S, por t'j~ mr 1n LL 'í rruza;; d~ m ay m di 6m ctro fa mr-eccn b rJ:p-;Ki tl::.d. m ien trJ.s que 1:.t-.. mlw~ de mayor !ongitu..f f.J.'•,;ür..:.-.;.·t'n la -extracción úe jugo. El bJ.btKC rlee.•t:;.s .;:ntsitkr:.:.cion~s ha ~iúo .:::.bmdado teóric.1 y cmrtri;::::.m·~llll' px Cnmford 1: l ~J7ü:), C/¡Jfm y J.fl'Kay {l~)92) y tJ.b;];,:antc-5 l.a]i'S .;:orno fu[!ün. ]..1irrft.'..;:'S, W.ilh:r5. Fi~·es Cail y 1-'lctcher Smitb, cnndu.yentio q:.:::;: e' i ~h.! un a pwpmdün óptima p:..Lr.l ]m ca ~¡_·os d~ [ur.~..J tutll = ~~prnximadomt'n te 2 VLXl' s el dtám'i:'lro d. f•ta propil rdón se ;,:onfinna en !m u m añm estümb.r Ll.." 1::.s m ~a. :..L-.; \\·'.:.!lkcrs prc~ntados en la Tabb 5 .l. truida~

Hgura S:.<J:

Sz-.~dá:1

d<.' cort,::" .J..::< un

JT;(~lino \lirrl~:;::~

W<.t-

SL1.

l C::;t·•.'?c-t;:-.;; hi.;;"ráu]i·~l>~; 2 Chlh'1a~ ~::..;_:et;:;d~lras; 3 p¡,_,~, J;;:: b~~.:l.p-..1.-".~ ..j. R;,¡_~p;.irlil<::':~ u~ LL~ JTU.l:n ~ U?~ri;_lr y h.::f:,-,:e. r;::,; 5 AjL~te lat~r.l.l d.-: nu.r;:;~; 6 Cud·.ith~ :H.;:·.Fcl•aen

r,:¡Jorc~

L:t'i fu~nli"i im:olucr:ld.as snn tenida~ f!ll -cn~nta i:'n el úi~eño inicial dd mGlinn. Alguno~ m-olino:-. inO.:i..'lf'po•..m un virador ;J.dk[ün ol entrt.'" b -cuarta m:::za y la m.::zn .;_-añ.;:rJ.. d nwl u:-:tu! mente nn es mnnl;:af,J din::.::1amenlt' sobre bs CtJrt'ñL::S.

wml:u.t dd IIJ.clLnú Tam·wo nomi [;;Ü i.l.el.gulj.;:~ d ~< renlnrTI J X Ie.r.:inó

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140

[0(5 X l%1) 11~1} ;o.::

Figun 5.7: .\k·lino

Ej~. L:..;;s fU;::-rzrL') que :lctú:.m ;;;nbre hs m:..Ll'.as di: los molinos. gem:TJ.f.l ~~fucr.zn.'i de ci.zalhdura. tkxi6n, tnrs.[ún y .¡_·ompre-si6n {ürllen 1968, Rdd !988). La m:.u:a ~upt.'"rim sopon.J Jos rmyoró ésfu'i?rzos, debido a que t:onsum~ apm:úmaJqmcnte la mitad del [orqn~ total d~l molino (Kent y McKur::ü: 2001) y e~ti ~uje-Ll a tle,ión contra la~ reJ:i..'CÜmes d~ b mnzn c:J..ñer-1, t'l vlradm y la nm:t.a bJ.g;:.H.:era t.FJgum 5.4). Típi;.:am~me [n~ esfuti'Z{):>,. a lo h.rx¿n dd ej.: , . .raúm t'ilmo se rnu.;:-stra c.n lrr Figura 5.8. E! ~~fut:rlo mis. importa.ntt.'" es el qu'i:! n·_;.;ulra de b -rumhimción dE" tu.rrián y tlcxiiln (esfuerzo de wn Miws}_ Como se muestra en d dt::tgrJ.m.l. los nuyorcs csftu:-r.tos de ~'ml Misf:.'S :>.f! localiz::.m ,;:n d r..:donrleo tkl guijo ma..~ cerc::mu :..tl ca;.;cu ..,ohre el Luio dt:l.:tcdmwniento. Por lo 1::mto, TID e.-: :.;mp.rcndente que b: maymia de fu 1b de. ej<:":s ocurra ~n t'.'ite siÜH, segu:Üfó.l por bs folb:o, Ueo eje-y-;,:;:.t~.;;o en el lado Jc:-:de e] oul ;;:e :le-ci om 1a mua. !Xhidn a que las muas rm.:m cnntinuaml':'ntc, lm e~fucrLos ~on Huctu:.mte:~ y se invü:rtcn n:Jr.:tidu·

-1-25 >< S.1 n -1-2s :~: s.~u 450 X

121}

:t'.::s:::: ·L::o;r~ o

-

5Jh Di.:J.p-am.ls ili' ,.,~fu~r.lü'\ p:.ra U:\ e;;e J~ m:u..1. típiw d.:;' JTtt•..'liiJü'; u~ L'Ul.J. (R('id 19SS)

un

5 2>.1olicntfa de caña

lnfnte, um>.h.tciem!u a que fa ~ran mayoria úe full.:~.:.. ;;~an rlcl 'ipn de fntign. Dnjo nm:.lt.:.·lnncs de f~t]g;:L j;¿;; fuUas ~-.e úcum_1-!hm t:ün el Eiem_fX:J.:.! un üfllerzo prünK:dio muy lnfedor J.~ punto tic flu¿nci.:t del a.;:-e~ ro (e~l:Ut:rLo .a:l i.'iD] r:nmicn1-1 a tH;urrir defúrm;;;t:ión phí:~li.:-:(1. Aúemis. üe esrn. cnn fatiga el e~:fuerzn ]!X'J.l ~e im.:remf!ntJ. consldemtlemt""nt-e sobre -e1 esfu\:"r7.{J promedio en l.llgun:!s tirea_;;; d~bitfo a cnnc~n­ trUJ..lm.:;.; de esfuerzo. En cüilCentrJ.dor de ~~fucuns cnlicu s.e em.:uentra en d cJ.mbln de .;;;e-cÓ4Íoll :-:obre lm r~dnnd~os de los. guijüs tlel eje. La magnitud con la cual el-e~fu-erzn me,._·;:ínico s.;; im:n:rm:-ntn ili:birlo a la prc.;.;encia J~ una car.J.cterística en paiticular se denmniru faaor de conc'i:"'ntra-;:iún úe e'itller.tü:>i (S-CF} Las Jimcmion~!;. de-1m eje~ d<;.': m:u,:~; de los molinm e-sün pm fuera d:c h'> tabbs -cstin&r pn:::;~ntadm en la miiy.orü de t-e.xtns d..:: dt:>e~ ño para fatiga, por In cual inge-nk-n:r.. talt:s ~.:mno Rcü.l 09RK¡ y Smi!h CtX}5) ffim emph::td(l d i.lJl.i.h.,is del dcmt'nto íl.nJto pJ.m d.:ce-mlin::rr lo" SCF a lo l.:ugD d~ los ejes d..: rnaz;.L E..,to ha mmtradn qtJc d e-~fu--.:-rzn prometliu '>C multiplit:.l pm llll SCf de ! J~ n 2.D f.Jr.J. un r¡;J.;_m;lco SUJYc: cnn r.1díod..-: ,;.·un·atura 30 mm. El SCF pue-de ser rcdlKidn hJ.na .Jpm~imaú:mlt'nt;: L3 m;?di;:;n~~ elu:..u úe :un radio !le rurvatum d~ 180 mm. Sin \?mh:rrgo. tal como fu-e señalaúo p{lf Re id, d nNbado seperticial-üd r..:-Jund~u y dd guijo J.d}'.lccntc tl~n-tn muchu má;;; jmportancia ~übre la conc.:-ntra..:i.;í.n tic- esfuerws que -el ra-dio Jc curvaturJ._ Pt•r cjempkr. un.1 grieta -(CJ.fl:\ada por mJ.quinad-o burdo. l11crust3..-:itJn de p.:utll:ufJ;Üu.:;..:ión corno e~tl nmducir..í. muy prubabkmcnte: a una faJb_ Par<.: retim:ir Ja-.; fallas, Sirni:-;a -en Bwsii y Bund;:;hcrg en Au:-.[r..:di3., h3.n úl;;;c-ñado cje:s C{ 1n redondi'~•s dd guijo h'.i-..tnnte- p-rnnunl:iado?; {radio dc-150 a 200 mmt en d bdü dt'i a.;:·ciommienhl, cün la rn.-::z.n si;;;ndn rc-;trin~iúa il\ÜÜmcnte en el bdn 1lbre. Ll t:nrn:-du üp.;:-cillc.;;;ción. fubric1;.:lün }' mantenimiento -de las m:llJ.S rle lo-:.; molinn'i es por lo tm1o tlc- h maynr impmlilncl;.L S.;: dic..:" que- d r~qucrimit:mo da'>cc p-J.m un.1 buena r..::;..istencJa ;1 la fatiga es mualmente- la c-:-p:;;cifiraci6n de m.:uerial a-re-ro Júcül tk bJjü \.·arbtmn o duh:..-.:_ f:st..:' e~ u...;u~lmc-nte un ·•:!.t:<='m frnjndo tfe 2:5/3-3 ~Dflt:btb_s"'. m.:1do ~n e.':-t.:uJn nvrm;_llü.adu. Lüs l;t:..:'fO'i que {:a;;n dentm -~.fe t:::"Ll C2.tegon·a gen-;:ra~ ~on

SAE 1022 o d BS 970 dasifh::.:H:üín ü70Y.12fJ (;:::nt;;:~ E."'I3). Simi~a v al2:un-o~ .:Jtru_;;; fabricante-~ l'~~;.-ltj.~,n un ai.."ero de 3-5/.Ú) hmdaúas SAE 1045 o wu.\'.l1,,fl,· {,:mrc!'. E~g-¡_ El t.'"jc- st.'" d.;;be: libi:ra.rrle estllenm "'"C>· ti'niéndnto de 6 a 7 lwra ~ a un a wm pt:ril1 um l:'ntro;; S .SU ~e y 620 'T arue:-. d.;: 1 mat¡_ uinadn ti nal t.:'il:JJ.-11cs nut"Y"tl y ,.._.-adu ve¡_ .que se cambia i'l L':J::-.co. Es import:mt('!o r.¡::Jucir al míntmü l-o~ buon:~ que cJ.u:-.an -ciJ n:.::e-n!w.:ión de e stller lm. Rád {19~~ 3) enumera la~ siguicml.':~ pr.:c;;;ucíonl'~ par¡¡ toúw._'l:- ]¿~

5.3A

o dientes de bs

1r f;Jip. L\l.-~ dei('cto_;.; d.::-bi-do~ a :-.oldadura son

~i~

ir···

ffl'CLkC'-'"--

~-=a tfurJ.nte la r;;c-on~truc.;..-i.;ln

d~ ~u ijo~ _g;t~ 1~dus n

pür no :J terri:t.r:r adecuaJa-

fi;~;:JI;;' b:<- mJJ
.,,

bfirnit:Jl1ih durm. E__.,fi 1tr.lh rt''JidHai~T El maquim.do inicial, la ft'~Jr.t·::-ión J'-' 1m guij.;J:> (~old:tdur.l) ~· d re-m~­ q L~i n~do i n-Ju n.•n e 5tlH'!fZO:~ supcrfi ci al es. Pu ::-d-e ~a n~-l·l' "J.rto i 11 Uncir esfu-;::rz{)~ pür Il1lq ui nado [u-~~ü hJ.t~o.:Fc- ri'aliD.tLlo el Emt:1mientn di:! lihe-r..tciú~ d'.:- t'.~ft\'.'rlil'i. El me:quimrlo tlml d;che ~cr fll.:-f ln LHO l'ft'Ctu.:ldn c-oa prccaul'i!Sn. utflinmJ1; CU1(.'S tifl\.1).

mJ.7J."5::

Redmukos: .Se -údX:' eviw.r L'Ui.llquicr L';:unbi::. abrup1n Je di:ímNm en el pe-rfil di'l eje. {l1.:J:.:;. (jll~ {\tmbios rdJ.ti\·am:cn1t: gr;mJe~ S(Jn n.;:o.;:.;:SJ.üo~ p3'""J. p.-xl_,;:o-r sop-onar d t' je -en la -diri'cciót a._"'\ialsubr;:: !os 1li1mbros d;;; las chuma.;:-erJ.~. e~t:H dcb-;::-n ~er r-cdunfr.=;__¡Ju~ .;:on un r.u!in tan gr.:L[J,: ·t:Omo ~e: a prá.;:ti Cü - prc:fl.'-r:ib!.:m-ente r.idlo :::.. 30 mm, ~ro -esto pucúl'!-limitlif la profunrltd:til Lld hrm1hru. Si la St'"-:.::c-ión dd t';lSi.:O tii'ne diim.:::tm mm:-ho mayor que los guijos, pu;:-J~ ~t:r b;:n,_-.fi_ ,;.:insn uhli:t.I!r Uobk reúond-co e~calomilo p1Ia J.cortar !J. diferem:i.:o: en diiÍIBt'tm~. Gn'cws di' desgas1t~ y acabado wpaficial: 8 ac.1bJ.Jo :-.u~rficiai dd rcdrmdo;::n :y del guijil ~J.­ yacente tlen.:n mucham;i; imporw.nc-ia sobr;:- [1 conc-cntraciún d::: e ~fu erzos q Lle 1a m agniluJ Jd r.:ulln de rc:J-mule·ü. Esfiu..'r;:_o.~ d-e .¡_'rJntmcdrln: La contra;:-cidn t¿rrn~­ ca de lm \..'ast·o:_.; produce -cnncentrudón d-= t~­ fuerzm :-:ohre los l'je.:> di:' maza. P.l.rJ. rninimfza e::> l-oS- e.~fu ¡:rzo:--;, In;;; :lcah:.:dn~ d\!" tanto el .;:::!~~n .;_:nmn J~l ejt:: dt::lx'n ~er pr~cism :· mavc~ {xab3du d~ eje mejor qu~ 3.2 pm-). La intt'rf~r~n~ da por i..'Ofltr.u:clün Jcbl'!rá e-qar entre 0.()()0--l y O.O(I(}o6. Vt.'"L:C~ el ditímctro del eje en la ~el:.:ir'ia del -cJ.<;¡_"(J. CormnLür porfrr.'11iu.~'-' E~w rx:urn!- S(lhre ln~ ..:'"Xtremo;-; d;:] -L'J5/r.:o donde -~e asient.:l sobre e-l e}c. En upt'ra.:.:iún. pequeños mm-"imientm rcl::;Ümi p;:-rmit<:fl l-a t:"ntr.ll.!J. d~ jugo entre la~ dm ~up-.:'n[­ cie-s, -L'.lU"-Ulldo cmrmlón l'n ftsm.:!~ qut:: .;_·ündux a t'r;ctort'"~ de om~'entncüin de e•.JLJerm si_gnifiL'~Ü\üs snbre <::stn zoo;J rlt' eJ.¡;:y·adu::. esftll.'-rm~. L.1 medida m :b -efectiva para .;:-¡J ntrolar e:-:.teo ft.'n•J-m{:nn e;;; sell.u- b junta con un aLlbe-sim 11..-.._xihk o ma..-.:-iJb. prekrlb!t'Hh'f.lt-e pro1t::giJü om utu -cuhiena rndillic_;_¡ ammilbd..:t :-.ohre Cil.~COlJc_iáJos .•.-lrpnjicinlei.- Ddecto:-; o indmiunt::s en d fmjatl\l nrigiml del ej::: pueden .;:-aus:::r f:J]lJ

l~ayad-o

(; uijn,-;;. El JtinKITO d~ 1os g uEj DS-

e_~

dctt:rm in.:=-

tiLl pri rrwrd i<~1 m-.:ntt:: por !.1 n.;:>c-csi-:lad Je tramm iti r p:\fl'i•l:i 1 y n:-:-:.i_~tir tl;:-xi Óf.l, mi t:n tr.:1.s qu-e .m lnngitu U -th:-t-.:- ~d ~ufi·::;.-.:-o\e para limitar li.l pre~üin sobre lo~ ((';irx1.-.:-~. t\ me-tlida qu,;: d guij-o e."' rni~ lagn, el r:ct~mt>nto ¡l~·ctor _;.;.:rá maym, a~í cnmu tambié-n :-.ed.n nuyr·n.:-;; lm efeum d\."] J~~alin-;::amientn e-ntrcÜt~ t>jt-:- L'Jl

q':;.'radón. Dche mnt:J.n.e -cnn una di(k di:un~tm ;;;ufici{:ntt.'" (>6-U mm:) entre la ~-;.-..;d(n dd ..-...~bi:ü y ta ~ec ...·iún L!d guijn p-;,;ra pru_rorÓ(~Il:if un bo mbm sufi dente que :r-ermita re ~tringir t'lm:_l~·imi~·n1o .:;;xii.Jl de]_;_¡ mJ.LJ.. Cm1 ¡) ::..e- di ~cut t.'- en la S ccc[ón 5. 3. 8, Ja pr.c:-.i4í-n t\.''t.'~~m i:.'nd:-:.tb p;__[fü dm mJ.lYra~ rle- bron¡_'e -cnnvenciomJ.:-~ .,;qú nPrmalm~n~e limitada di' 9.0 a 1! .O .\lPa. ü~;b c;_·n~id.;:-r~t-:.:inl1es u~ualmcnte detcnninall [a~ Ji mt' n.~ i·;l n~'s d.el guijn mn 1nngi tu-d de 1.20 ..1 1.25 wn:::o:. d Ji:imdm (como se fillJ{:Stra l'!n la T.i.LTdu 5.1 ). El Ll i tm~ tm del gu ijn t.'"~ t:í usu ul mt'-nte entre 50 % y W ~~- ttd diimNro de !.::L m :.J7.o. t't.·t::-r.l'Ü

ÜhTn~ L-.::;; e~p;:!cificación preft'rid:t p-..'..\r..l c-asco:<. rn.lla .;.u:.: m tu mbr.1ba ser "hierro fu nrlidn de gmno :;;bio;:>nu·'. d;;do qu.-.-.: l'"Stt.' brind..1 un a-t.:abaJo SUp¡:"!rtiüal ru;o~·-O t¡tk'- t~mn::_;,;:e la :Jlimentadón_ Sin t.'"mbar:fü, c.;'n m;J:·or-l'"s {'Jrgil.-.; y esfu.;:-rw~ y d do;::~arroltu Ll;:< tEl:l1il'J.5 pJia liar wgmidaú a li.i :sup:rfi:c-ie t;__¡lt::.-1 c.:.:.nliJ la ~üldr:dum por ar. .·o .;:on ell't"[Wtlos de cab\i;l y pihterionnt'nte lo:-. n.::cubrimicntos .Jums, t'n b <:.L.nuli dad se prcfi ::'!T.: u tllilar material~.'!.~ -cnn !,'f;mn :rn.í~ fi 11 o lit: m ej Dr re ..;;i ~ten ci a a 1;.¡ te n~ión. El matt.'"riJl J;~bc l'"~tar libre de- \-.lcio:..; o gri~E;l-"·· Elt'J.~.;.:n sctkbc hJ ndir t.'" ti pmi :.:i ón wrti-i.·a( _pJia ~rmítír una rtm:-,;.: i(ln dectiva di:! ind usinne ~ d::: es¡;-oria. La b!l a dt:: j il~ mazas -~.Ie- mnhno:-; ~e- put.'"Je mir.imiar tnrn:mdo prcc:.oucim!:t.'"S paru evitar cün\.':t'Hé~

maza~

IJ)

tr.:.tdmt:!~ d·~ c.~fucr.lm, realizJ.ndn un tratJ.m[.:n1u -tft: lllx'radón dt' e-~fuerms. ;}di'cuaLio. :.tsí cumo pru.:l\1~ magn.:§tlcas y ultra~.6nici!.-..; d~ los. ejt:s _para d-c1t:ct:ar ddcctm. De c;;;tar disponible, es r-~?comcnd.J.ble emplem una .;:;utmid.:td rle insp-¡.'i..'r.:ión Jntkpt!-udicmc qul'! ;-;upervise la tJ.brici.lciií-n, i""t.'·p.lrud6n y repo.;.;ici dn de ca_;.;e o.;.; de 1a~ m~za..-.;.

Bridas. La nw._ymía de. m:Jias ~u~ri-ore-s: cst:i mn brida~ d::: aLYm :-..ujctr.da~ cm• pemns que -contien-en iJl bagazo J. E.'tas :-.-e )X"rfi b11 par-1 cubrir ln~ L. dos de la :bma de prl'Sión. Lo~ b-;:nefic-im Je e~te si~tcfll.l son un mener co-;,to y mayor área parJ. -úr-t:nají: dd jugn qu<;: cn-n l.:i~ brida;.; -cnnvc-nciimoles. Una dt'-~\~ntt.tja t'-'i qu-e !.:1. a;;::umula.;..·iún de bJ.gaw puetle Ci.lmar rle:igD:-,re en lt.'~ extrcrnm de los ffii.l:t.a.-;; cuando !J. brida fija no ~e imtill:a cmn:-.:.:tamcntl'". provi~tJ.

5.3.4

Rnynd(} o dientes de las mnzas

En -el mnddo d::: molienda ~e amme: qu-e 1'-L-; matiene-n una gi:'"ometrü ¡_·jlíntfrica ~implc-. En ra pdctica e~tJ.~ ~elÍi.ln t'"Xrre-m:.td.J.mente ine-ficirnte'i. Ui.i.'-.lil mcd[J.Jü~ dd sigln 20. lm- trenc_~ de molinos mlíon .~er fre--;:;u;::-ntcmente p.nxe--dldos por una "dómenuzadnra", cu:.:a princip.:1l torea craromp.;.·r lns ¡~­ Hm de caña. U m d-e!'.-m-cnuzadma tlpi~.:.:t fue- b Kr«jewskL -L[Ue .;.:~1mprendla düs. JU17J.S- con urt r..tyadtJ bmdo l'"n zigLilg fundido ~obre 1m- -L"J.S--cos . .:vh:jore'> equip-os Je pn::p.;::ra..-:ión. p.:micuti.l.rnl~nte las tlc~­ fibrJLior.;::,s, re;:mp 1az.aron a l tL-1 di.':S-tni:"nuzaLior.:tS- ~n e;-.ti.J funci6n. AUUi.llme-ntl'! lm molino-~ c-ut'nrJ.n L.:.:!sl siempr-e ¡_·on un r.;_~;yalfo circtmfcn:~nciuL E..xi~ten '•arias r..twn~s: p_i)r.l d uso de ray~da o d iemes e 11 ]m molino:-.: [J r~y.:.::Ju ayuda a rnmper b c.:::ib. E.<...ta t.~s. um función rd.lÜ'r"i:lmcntc- pocu imp-t:--rtantc cuandu b c.:!ña ~e- ha prep-ar.,;;dn bi-en anti:'"s d,~ la mnlt<;!"nda, ej. h:1:-.la -¡;.(} PI con una d.:-sübmJora pt>'i3l:!.~

Ja.

5.3.5

L::~ uUlJS ray&hs. pn:~.;:-ntun una m;:¡__yor ürea :'\U~ pcrficlal de. Cüflú";(hl nm b caña y pur lü tanto m~jor tr<:teción. L.:t nña no alc:mza a penetr..rr el fondo de la "V" del rayado. p.ropmcion:mdo fX't lu tanto un coutfucto de dr-enaje nutur.:tl par..J d jugn e"\primldo_ las i.'Mu..s lndinados &.~ kts dlenh:-s d.-..~3 rayado pru¡x}[cimun una fuerza .;.::didon:Jl rle .exrr~cd6n sobre-la ('aña .'iin incr-ementJ.r la carga hidráulica ~:u ntrJ:) snbr~ lus mn7m, e~ ,;};;dr sln im.Tcmentar lo:'> t:"ifucrlüi de tl-exü~n sobre b mata y su ej.;!

c-nmo

~e

mu.::-;tra eilla Figura 5.9. análisis. :..implitica-tln jimtr.i jos principtm involw..:radm. En l
El

~iguicnre

aplic.2r unJ. fuerza d~ r;.·om¡m;:<.l6n normal al dk·nte Fr:: = F,..:.J co~c,;: {0/2}. P\_1r lo tanto, si O= .:¡.s-~. F..,. = 2.61 - F~~- E~ta fucila .J.dÍI.::Ü,nJ.i e-~ ..1plic.ad..1 f'\)f e-sfuerzo.~ comen] dos en su wtalit.fa-d dentm dd m.arerial de Ea milz.u ;·entre tiii"nte~ r;_·(ms.:cuÜH:.s). í__¿-._; mayores -de:ive-ntujas dd r.JJcudn dc: maza.;;; :'\on: Las ruk,.:;,. del r.Jy.ltlo comtituyen ·'cuncefltrüdn· r.;;s di:: esfucn.u'' qu.e pueden ilcvJ.r a falla$ pvr f;u:iga del casc-ü y del eje. Pilla un:1 misma nlJ.i:'rtura de trab;:¡jo e-n!re dus mazas. la holgur.l lihr~ p;rra d paso de cualquier objeto e.,trJ.flü sólido tal cuma un pt'tluo de hierro o ro•:a . . e rcduc~. incremf'ntanÚ(l b. pmbabi-

lid.:u.i d-i! daño .Uc- h m tiza.

Figura .5.'9~ Fu.:a.as ..jzn:.iJ;.n f'iJT b s;;p~rfi..::i>." tl= hc, nu:tii~ ~.;·,f:-n: d b..tg_<'.:w

·------·-

Dimemíon..:::. típl.;.:as dd ra_y11-do d.;:

maza~

R:.mum~

:Heu(-haat

lB

son:

P.1sn: Oo::)d~ 25 mm O"_) iu~ta 75 mm tr}, d~r.:­

do pmb;.;;hlcmcrue 50 mm U"_j el mis ü1iliz;:;d-;JAngu!o del rJ.ya-rlo: {k..,de 4W a 55~·· En la pr:ktka. el rayado rle las mazas gen~ralm~r.:~ te ~e ffi.1:4_Uin;_¡ con un pc:rfil qu~ tkn~ UTii.l J"h..'"qlki;: ne~ta ..1pl;mada (llil..:·hu 2--4 mm) en l11 puntad~ fno ~jj~ntes par..1-úar m.1ym ro: si ~ten-ci a {como ~e mu--::•st_rz¡ en la Figm.1 5.9)_ Estn t.:unb¡é-n f.:u..:i:lita la .;:;,plil.\1\:i-~'íi de ~uld:J.dura p;]f¡l gan3T rugm-idnd ~upcrlicial. L;~ filk·c~ úel ruyadn :-;e de-ben rc-Jonúe.::J;r nm un ~qt:-~­ ñn úiimi:':tm {~j. L5 mm_) p.:::rd Jejar un .:..-unul d{!· Jr~~ naj\! dd jugu. Es nmmal utilil.:tr el rni~mn ~rfil de rayL':do tn k'tb.s Ja., nuzas -de -Un molinü (ej. p.1so 50 mm, d.agulo de ray.adü 45"_}. En este .:..-a.5o, d ray.i..ldo J~ h m:.u.a surx:Ti-or de- un mu!ino de tres m.::?..as ~-e lkh~ disp·oner p.:!ra acoplill:>e om d rayado de la~ m;rra~ c.af;era y bag.acer..L Es de--cir, :si la m:JZa wp¡:-riur tio:-nt un diente en el C'i:"'ntm, e-ntnnc.e~ !J.s lll.J.ZJ.s c:.:t:iícf:l y bag;:.cl:'ra deberi'in [l.'"nl.'"r ranuril~ C11 n 1a raiz úe 1 wya. úo abncatfa sobn:: el centro_ Alguno:'i ingi."nieros prefierl:'n d uso d.;:- un ma. yor pa5o úd raJ-udo en !J. maza cañera (p.a.m m-~jrlf .aJim-¡;-ntw.::i{in y a-i.:tJpfar .;.:on d ,_.¡mJm ~eguram·~rr'.e) y ra_ya-du má'i. fino en bs maza~ SUpt""rior y h.:.;;gG!:.:ca {p~ra reducir pmfundidad del a.;.:oplami2nto e in\:rementar núm·:;-ro de t:am[e-s de drenaje en cnmpR~ir'in fim.l). Es(-u ~,:::pue--de lograr dup!icJ.ndo el Jl.l~o t::n h maza -t.:J.ñt:TJ; {-ej. 5H mm e-n m.u..1 .;,:añcru, 25 mm en mr!liL-<.; mp;.~Ji¡:.r y bagacera:). En es1t:: -ca~o. la mu..1 t:.:J.ñcra y ]a h:!:g.:u.:e-rJ. .dc"tx:-r.ín teJKr ambas dientes eo d .;,:entrn. awpl.indm-c cnn um nmura dd rayadn sobre .elcentm de- b m ilZa SU[X'fi or. H~•gm (1986: lO-+) h:J:i.:e rt::ferencia a ]¡Jj '"m:IT.n univer~uks", donúe t'l rayado $e cont1gurJ. .;..-on b mitad d-el Hun~.:n de urw de los dic-m..:s sobre el ccmm -dt" b maza. TüdJ.s las ffiilZilS tienen pm t:(Jn~igulm· te un m~·adn idéntico, p¡:-ro dcbt'n ser n::~·e.rrtbh::s. tk! la.Jn u la-do. E~to requiere d UMl de-un di:-.eño Je t.'je Cü~-tmn y pnr lü tanto d .;.:on;.:eptn es rJimnente {-m~ plc.Itb. Simi~:1 {flrastl) l1a introducido un dist'.ñn L'lXl d mi~nm my;~do en la;,; milfll~ :-:up;::riorcs e int~rin-­ re'i, pem -t.:nn l.a m:J.la supaim L!esphlJ.dJ. re.~pt.-..:::t·J a bs lilJ.l.lS inferlnre_;;; pm una di:>.t.ltKia igml .a b miud dd p:.t.,ü. Los !ng~ni t:m<,. de- m o1En m tienl.'"n teori ilS y prcfero;;-m:-iJ.<; .~.:.1hri! la conlig:ura.:_:¡(ln dd raya.Jn '4_Llf v:J· rün ampliamente, fr-ecuentemente rdad tm;lÚil-.; cn:J fas cin..llm.tJ.ncÜ"> parti.;..·ul an:::s de Sil propio m o1in-:..l.

R:::;y.:t.J(~ Cütl pEn §.:if.. :i
l::t L'a:.h)

Rn pJ.sn gr..1..11.;::

Ra:::a.Jn con _r.l.~,"l f:w RJ._:,:dn wn _p.:t:•n gr.-:Jt.Jc (.::tlirn:O-n1:J.dú.1J R.:~._y;hlilL'l!l'l lll-'"'l fin;J fp:.:.r-3. t>\·Ít:u- U.:ü'lu

(.

u~ .b.:nt:~<:·

R.:J.y:::.d;J -;:-n;: p-;.:o.~o _fr;:;_n\t<': {:.thr.:..:-n:.h.:j6n) R.:tyz.do .;;-.::1_ .ir. gtú_:. p;;:-:.:¡:.:.tño i;:_
p.._[ij~ntll) ¡j;::

Mc.;,u-fwat- en la r.úz de hs nmuri.l.~ nonmJesde ]a

~.:r.·::.ciiJIK-~

Un.l ;.:ombinaciún ÚC l.'"'p.::riem:iil'i, (Jb~ .;k· m u;:ohm irtgl.'"nicn.,;;,; y b aplkadón de tJ: tt·üri.::L .'..:.! r r;,;::-;:::nt:m ül _gun.a"-:. recnmi'nd.:!.c i on.;::s en b T;;.Ha5.2. En ki prictic:2, un pi.l.'iO de 50 mm l.:üll un ángulo ..kr.ipJt) (_k- ·k1~ (_(J 5o-~_) ofrecen un bsh:.nc.;:: upropia~ J¡ 1 bjl) b nlLl}'ún·a Je -l'in:unst.ln.ciil~. Exi~te-n -..'en~ t~j:ts cwn~í:ni;_·;__t~ :-;ignificativas al (-tner un fl';.'"Ifil d:::: rJ.) ;;.dn cvmtín alu la.:rgo dd trl'!ll de molinm (mc-nm _r:;.rt;;~ J.:- rcpu::::~.w, int;:orcambii.:.bilülad}. E:-.te peáil .¡_J.c r.!p-:b mu:.ilmente i.llimellta bien. ti-ene but.'n drcf;Jj::!" y r-~·m1it-;; Lm bul.'"ll acnpl¡_¡mierun .;.:ün ]no,;. J¡c-nr.;::s .:kl \ ir~•d·: !f y 1o:-> fil'ipJ.Jore~. A di t:i-onal mi'nte, e~te ay~;Jt) m.:; nt i ene d p¡:-rtll sati ~factori~m 2nte, lo e ual t::~ J. •,:ce::::<. un probkma .;.:ün my.:tJo:~ mis finm.

mmn ~\': mL:c-stra en b Figura 5.10. Las ranurus .llcnclwen S(ln tambié-n utili7.:td::s c-n nlgunas om~iont's en la m:tz.a. bJ.g;ll''i:"'r.a fu~.u.:ll­ men!e ~in ex;,:c-dc-r Ufl-l profundidad Jc 25 mm en est.l mala-) y en las mili..il5 de sistemt:t..-.; di:! alirnent:.Jción fofladJ.. En todo~ lo..;,; .;.:;Jso;o.;, el dre-n11je- a tmvé-:-. deo lil~ rJ.nuras es h;!;ci.l .::;.b.J:ju -y por gmved.1d. Estas nunca se empfean en !as mazas supo;;riore:'i. úadn qu~ d drt'naje ocurriri.1 :..ohrc la de~.crrgu. Jc bagazo. Las ranur.._¡~ tit::kn ~-er maq_uin:ubs cnn un~ n:mp!itud elltrt." -4 mm y 6 mm {p;::m mualmente ~e ]n~ crem.;:-utu en s,;;::n:icin deb¡Jn .:ü J.:~_gaste). E:-.t:l::. mn

5.33

Rnnuras Jfesschacrl

El fon.Jn d\:': li.G ronurü.'i de my;:;do pm_rxm:[ona impnrtJnte -t.:.::Lilal para t'l Jrcnuje de jugo !w::ia dri~ J.;:-1 punto dt" up.rfc-w -entre dr)o,;. rmz.1~. E~tn t:~ Jlü~ib]~ JebiJo a qu-e ]Lb fibrJ5 iÍt' c;riía/ bagazo Üm•. ü:n a pui:'r..t;:-ar~e ~obre 1a "V" {'fl el fonJ o úe l rJya-J:l. Sin embJrgn, d .;,:anal qut" :-:e ti en-;; .aqul e~ d.;: ~t\.'-;_· i úa trJ.ns Yl!f''i.ll m uy peq Lit.' ña, mi e mra.-;,; q~J~ b~ vo[t'i ml'n-es Lk jugo a drí'm.r p:u~Je n ~er grJ.nde:-. - p-::--;..rl i-~·u] L!nnen te en d primer molino y e 11 m olínm s:.:.h~~~·u·~ mó -t.:u:;,ndn SI.'" .cpl¡cilll e!~~'.ldo:s ft ujos Jcb-lh:b !.:..-i.;í n. El c;.m~l de dreG;Jj e di:-.po ni b1E' p u~dc amp liJ.rSt:: ~~g;:¡ticJ.ti\;am.¡:nte m~di::m1t' el maquinadn de ru~ i1'J tw;;, p-mf~l nda~ atilcion :.lks t!t::nomimJJ.s mn ura~ ~n

m11.1 c.:Jñ'i:'f:l.

5.3.7 Jj¡Jr6ulkos y i..'J.fga dl' molino:<.

l34

sutkl~ntemem~ estri'chas

p.1ra prcvcnlr d ingreso de

mm::ha fi:bru úel baguzo {pm e-fect-o del puenten) y

p.::rmlten el u,;;o d-e "'cul'hillas. raspaduras"

t3 mm -1 5 mm:1 que limpian

J,~Jg~dls

b._o;; ranur.I"-i en cada rc-

Yn1ud{i-n de h maza (Fí:gura5.6).

la:-; n.murJ.;; mua1m-E"nti' üenen una profundidad de 25 mm a 40 mm. Pur nmsid;.>racione.;,; t1~ rc~i:-t.:n­ ci:t mecúnit.:n, e:>.t..l~ no Jeben ~er mi.ls p-rofunú~ que

...~;ángulo p.royc.;:Eadi1 por la cara dd siguiente diente del myadn. J>m b misma r:u.ón, e;..!.D.."'i ~e- m.:tquinan u 1:eu:~ d-ejmHlo unJ rJ.nur..l úd r..tyarlo de- :fXlf mtdio. ~-ro su th:scmp;.:ño es mejor cu.mdo ~-e im!llliill en tnila'i lm; mnura_"· En .:tlgurw.;; ca.;,u~ h.iS r.muras. ,\ft•.Jj.{·hcu.'rt -s.on

¿,'Iillld.cs que- pm':d.:m bk~o;¡ue.:.ir lo:-; .;.:ondu:cto:<. ~ub 3 ~+ y pJ.Ia prl:'venir d JesgiJS~i:! di! los uguj.;-{Oi {:rn;lJitj.cne perfil dd mitkio:L El prin.;:ipin d~ la milLil Lotu:-. ba ~ido utili 1-a-J;:. cüa éxito ~n YJ.rim molion~. índuyt'ndo LHlJ. ::.p]i~'a. ci(ln p;_u-2 -un difu:-,or de bagazo en :\1aiili1onc. -Surá~ frita, d,;md-c ]u hum,¡:d:J.J dd lhlg:.JZo fi:n:1l fu2 rt-dl+ cid.1 d~ 2"0 a 2.5 puntos pon.:-.enw.:ü;:o:s .;.:mndo t~pera udn.:uaillm.;:-nte. El princip-al pmhkma t.'"S- mant~rr~r iHs con¡Juctm radi~l-..:::-. y miah::-s hbr-cs de p.:;.ni~LJT.::.~ de-- b-J.g,a:zíL Ln-1 ve l.- t)U;:. se bloque"J. el dn:::n;;;je, t~~:<:~ tiUlJ.~. no nfret.:en ninguna '•-"t::ntaj;:.L Cnmo rcsult::.th u ¡x'Sar de- que: :-:e h.:m en_~:t ya-do en m u-t.:h.ls fJbri-;._·-1-;;_ poc.2!:. de ellas se em::uentrJJ1 en ~crYicio. ,;:ucnte~

espr:ciadas cada 4 ramlrJs, pero no paree~ exl:<.tirlógka en es.W -la r>esistencia .de-la m.n:m nn ~t:: mejnr.!

y est:in m11y s~p:.1radas p.1r.1 \.'Ontribuir -e~Jn el dn.:mj~ a ln lmgo de lü!i c:'.¡ucios im>.'"rmcdim.

5.3.7

Lm primeros. úiseñm di' molinus. te ní.m trxL. ~ nuzas nwntadl.i."'i 5Dbre ejl.'"~ fijos. Sin t::mkrgn_ p;:;r-..1 f:J.nar el b.:::n-eficin de- una pre~¡ún .:.:unst;:mte. e~ n~ci.'"Mrriu {X'mlitir que al mt:::nm. una d.;:: b~ mJzd ''ilute:". E'ita es- usualmrntc- lll muza :;;;up¡:"rinr. Jlm lngr..tr aplíc-wr la cüJg_u ne-ce~aria sobre el molino se h.m uttlindo resortes y p.t'SJ.S- o~r;mJu .1 tr,wfs Lk pJ.I.Ull'JS, }X" m at:tualmentc e1-c mpl eo d;;": pistlmt::s hi+ -r.lrlulicm es pricti.;.·ame-nte univers3l. La m:Jyoría dt'= molinm Jc tre;:; y -CU.ltm nwn.~ tienen gam hirlrúuli.;.·us miJntados snhre b.s- c-ur.;:ñ;o.~ -que- ::u.-fÚili1 H'rtic.::Jlmente hacia ahajo ~obre 1m L't}j ¡+ nt::t~~ -d;:: [a fllil7~l SU{X'rior(~·t'r fígura 5.6). U pr..:-~it-\"1 -rn estu.~ acciom.miento.~ hidr.iulicm ~e p-mporclom i.:O!l .1rclte Jt.' ;;;J.¡; mu t'J.;_1 mba Ue .nl ta presiún. El ~i~ t~+ nu d~ .:.:.:cite ne\.Y~ita ab~mba o;.·;Jmh ios di! m[u m~::t l.l medida q_ut::: ln:-. bitir.iuli.;:ns ~ mue\Tn ;:-on la 1kt1-clün Je b m;:ua Su)Y.:'rim. P:Jr.l -c:-.te pm¡x}si tn. gnr--.:+ ralmente ;;.;e ir.a.:-orpora tm acumuladcr hidráultw. El tlpo m.is ülmÚn L:-s el at.:umubllor EúwJnh g;.:;~-a.;.'eÜc. qut'" i:\lmpr..:::ndi' uno botella gnntfe & ace-m que- encierra a un~ ''vt.'jiga·· sint.::tica1.k c:tudL•J inJluda con uu ga.-.; ine-ne (Nitrügenn_). El circui1n J.::o at·eüe e-~tá i.:oní'ctatfo a l.l bott'lb. Hen;mdo los e~ p.:¡+ cÜJ:'i \-"J.l'io:--.. por fuera de lD lfcjígJ:. {1\ll.'" se t.'"Xp;]J].J~ o cnmr..;;c- pJ.m ;:¡jmtar lüs curnbi o:-. de •ro 1um en. El ~Kli+ muhtior debe-localizarse tan -et'"n.:a mmo sea pib~bf~ dd molinu para minimízlli el UllliHtigu.:tmiento p.;.1r frit·cüin d-zl tlujo. Este dü.pmiti-..'o ope-ra a ll mí.,.¡+ ma pr~~-IDn uplkada ~obrt'" !os pi~ton~s dd c-ilindrn hidráulku dd mnlinu. la~

5.3.6

)clazas Lotus

La_;;; ran.m~~ A1e.udwen nn pueden ser uti:hz.:J.dJ.s h_ del fundo J.¡; la'i r.mura:> todn el camino ha<;ta ;.mtcs de l:l primera cmnprc:;;idn. Para at:J.c::.r este pmhlema ~:e g.¡:onc-ró el concep-to J,¡: la "m;:¡za Lotus"', qut.~ pr'-lporcion.l uru aH.:m¡:¡hvu de drenaje d'i?sd~ b m&..a supi!rim. la m::tla Lntus fu~ in;;.¡:ontada e in~1Dlrill originalmente en TaÍí.'Ván por lJmJ-..:Et (19-SOi. E~Ll cüm+ pn:-nde tma mam c~m un ca;;co d~ :.E:cru fund~dn que tien-e numaums .a~ujcm_.; r,:u:iiules de dr.:-mjt'= sobre h mfz de cada r,.mma dd rayJ.dü, ~~pJ.cir:dm a lnteryu](.,.., regul:m:-s. uln:dcdor d~ b circunt~rcnóa. E.".(ü"i agujeros t.lrcnan sohr.: Cilll:.Jh;_, axiales que pas.:m a fu largn de! casen, _,in c-mrar en ctmtacto í.:nn 1::! c.1ña mutjúa y que de;-;c-ar,g<m ~-o~m: lo;;;; !:lnm:o:s Iah::mh:;-,; tir:: la maza LntlK T.:tpones endureciJvo; atr.;::se_~J.d(lS por _p¡::qucños Clrificins ...;nn ln~crta;Jo.._ :..t)~lre lo:-. aguj,ml.'i rJ.diale'i (l..l.ffi prevenir b ~ntra-da de- p-.:tnicubs. m á_-.; ~n

llidráulicos y carga de molinos

()lPi~-~ si ~t-i.' Jlll~

u ~n ódn di~-efuJo;-.; p.:tra t1pe+ en d a.;.:umu!J.dor. G;:-p,e+ ~,~,· nr;: l'.~w.~ ~~1 il i t.m r i stone~ dt::o Ji fe re n tt'= rnmañn r;;;,r.•~ J~l ciru1iLo d.:: r..ceit~ p-J.ra amplific_;:¡r b t'ucrla ("()n

i."ll

prt!~ic-n~~ • E '"''Jl'lfl.!"~ ,,,._

fti-Jdultc.lfi:n ..tl: • En el si q:: m:;; d·~ p;:~o muerto. en r: 1 ;::.cumuhdor ULl r¡~ tt\:1 de J!im-:: tro menor dcspJr::¡..:_¡ .ilC-i:!i te que up:: íJ. t'n t.' l mol i flil .._obre un p¡:<:tón q ut' üen e di á+ Jl]\.'trünl.l_...l'L fn el ~ i~ t~ m.1 .i.iirt""la.;.:c i re. el aire- ~1 _r;:::r..¡ :-.ubre ~Jf1 pi.~t;_"-in (o diafr..::gm1) de -tliim-E"lro ~:rdnde -cil;"ct'.:.: t;¡J L) a un p-i~-tón de mt:::nm dtámdro t¡ue pr..:-~ uri 1.1 ul .:a.:e]tf!- que- np--.:: ra ~oiJroe f:: f fl i ~H'i-n J¡jdr~t!lit.·u de.!-] mDlioo. (ej. Pre~ión -t.k .1ire 0.6 ;\lPJ. ¡1pr.:r-.l!ldo ~obre :-.uperficie U::: diám~uo 400 mm pr•~Jucirá una fuerz.1 Je 75A kN. E_;;ta fucrN ;_;_plit.'.ll.b ~nbre un pistón de diámt""tro 60 mm gfr,l'r.:lra una pr-csiún d.-." 26.7 _:...wa en el cir...--uito d:: ;J..;.:.-.:-itcL Ti"¡.-i L'8:11'~ n Lt'. ln~ :-.i~h':m ll~ hl-dráu li.;.:os üp¡:"Ii:m a pre+ si;m~s J.:: 18 :\1P.:t hcL"ita 30 ,\IPa. Pün.l SUpt.:'rar las fucrl piñon;;":s dd m¡__óno. 1a prc ~ ión hidráu lka t'"n d 1ado di! !m pi+ f'ilm'.'s Jd:·cr.l ~.er m;mten[.;L de 0.9 a 2.0 MPa pL•r -;;'f;~·irr:;J J ¡:: Ja prt.'"~ i Ófl en d Iatfn lihr-e Je r i fion-:s f:\!~uni.h mnlinDs c-mpte:m pistoni';o, h¡Jrful[cns :mi:-. g:rJS.lf..:-o;, ~-c·brl'" d bdo rld .:tccinn ami.;:-r..!o p.:.¡ra contm ffi'.'t;;..r !.1~ ht~T7lt"'i de- !m pifiom:::s)_ P:H'-! H n Ltelerrnln a.Jn de~i?m p;;:ño. 1;:¡ cap_;a tol wl rcqu~ri tb d~ kl~ hi úr-.í ulit.: m t.' 'i- prnpmcinnal a la prnytc.;.: i ón d.;:! ciri!a J e b m ::u..a <,u pc-rim d · J_Ll m a+ ~wü d.: rn·~ll in m -~e su mini stm -eon d ¡¡ núros hidriu+ !km q;_::c pu;:-dl.'"o uplicJI um fucrra rle 2.2 a 3.5 ,\[[\' _rar m: J:: árt'J. pmycctadil por h m:.J?.a ;·mperinr. Cmw_(ord l: l970} cnnc 1uyó q Ui! es poc..1 Ja ganJTI+ el;:; l'll -e_~ tr.::.~..:ciün nbcenl da al ín.;:rc rn~nw.r b. carga d'i:': k_;. m;_ll En\l'i f'L'f ene im :_¡ del equivalente- a .cproxima d..i.-ru:-n tt.' J. .O 11.1 N por m 2 de diT..:: pw_y ect.:tlh pm !J. rrt.:!l;J ~u¡r~'JÜ)r, I;dl.'"mis úe- que taks CJ.r<Jas ya a::-erC.l_"l]il:'- e~ful'rzm ~obre los ejes -Jeo maz.a a Jos límites d.;: h' ~u ri tLui. lm illgeniem.~ A ustraliartm e 11 ge11 erd i.:illb iJ eran a e 5ta d fra ·tomo un l fmiti:: núxi mn +

+

pr~nLo_

l-.1 ¡ n.J u~ tri u N mteamerican il prdiere uül i7m m.ls n."'duci d.:.ts, a :;¡f, los m o1in m F.;,:m:1 <,on u_;, t:;:;] m-.:-n~e di ~ñado_;; p-.;;.r..t un mi.timo di.'" ;:¡ pm_ti m;;:;tL_m~ntt'" 2.3 MK por m~. Mm:ha~ industri:~."í e tn;;e ni ¡y;¡ pre fl-Eren up~r..tr por d'i::bJ.jo -de 2.0 _:. . i:"'{ por m\ p::.nicutarrn.:-nt.c cvn pla_ntas envejecid;.;__o;;;_ ~'rrg-1s

+

135

Ejl'mplo: Un dis.¡:-i)n típ-ico rle ua muJinn mn-dcmn ;.:nn un casco de moza ~upcrim d-c lü50 x 2130 mm ~e sumirú~tm t:Oil c-ilindro:... hidr;iulkm. de 35-ü mm di! di~mdm, p;_-¡rJ. ope-rar a una p.rE.':ii6n hldr6ulka Je 25 MPa. Par-2: e~te molin-o-: CJ.ro-~a Llp!il.'.lLIJ. por i..'atla i..'ilindro hidriuli ...-o: 25. ¡¡- 0.35 1 /4 = 2.41 __\i:"\ CJiga tntal d~ lns -Ju;--; hiJráuli~:m: 4.81 ~1:\" ~.\r-ea prlJ]"t.'"i..'W.Ltl de ~a ffilllt ;<;upc-rior: 2.\3 - \.05 = -z.24 ml Entont.:e~, fue-E7.a tnt.ll por m 2 2.2 M~l!n 2

!lugol {1YS6) y varios otro~ autores h.:tn dis.cuthlo la carga ;_;;nbre ta mJ:l.l "-L1JX'Tior en té-rminos de la "pre+ siún hidr.iulic..1 e~pecitl:.;:a"". dcfinidJ. como b t-urga hidrátllica total dividi por Hongitlfd di! mua ~upc­ r:ior x diúmetmllO). E~te- t'"r~foque pr..-:te:nde t.'""ftiffi;1[ la ·;pre~i6n pwmcdiu expc-riml.'ntad.i .:n el mnlino'", pe-ro nu tiene nin2,'lillil b~-..;t'" t.:i-e:ntífi;.:a y no es um pn:s¡ún e_\p;:::rimcnta-dn n:·alm-enle en ningún puntu {!t.'ntro del molino. E~to pu-i.'de: causi!f Gmfusi6n. E'i preferible clu<,u de b simplt> medición di! fuerza totül por árt::a p roye.;:t:.!.ili. Gl.'"nt'"ralmentt'" t'-'i re;.:omcndaNe op.::rur ln":< mo+ linos cnra la mayor fu-¡;rza hidr.iulic-a :¡:x:nní~iblr p::n.l um npera.;:iú11 cuntú;ble dd equipo . .lfurry ( 196{)a: 138) t'Sl::.hleció b. re ladón entre el fon¡m:~ e-11 un p.:tr de mJ.7J.S y la -e Jiga ~obre b maza ~upcriur comn:

don-de: M ton¡uc- in f\1N · m. F carga subre m"'" >Uperim en i\IN_ d diámetro dt'" !J. ffiiJLa sup;:-riDr en m. Para pm_pó:;.;itn.;; prá.;::ricos, ~--i:! indicn:n f;:ts. siguiente;;; roE" l:::ciimt:::."i: Potf!nda c-ons:umiJa = carg-1 a_pHL.'J.Lb. Para igml cxtr..t;.:ción, Cilrga reque-rida= diúmL:--

tm de mum. la e'tra-.:ci ón i ncrem-=nta cn11la carga, ¡x:m b gananá.1 ~e n_-.d_u~·e ripid;;;m.¡:-r..re. lu.-.;-gn de ak·~ ...-il.'"no lím.itt:: l:L;; cargws .:!.diciom!t'_;; ~e tmd::~cen ."iill:rrnf!nh': en increm.;;-ntm de reah-~orcfón. Lo.~ e~fueum mccánicm sobre E::] equ!podt::: mn~ lil'"nd.J {p-.lrticub.nno::nte-las nulas._i x t·rrr:g.a a_plica.J:_¡_

5.:uo

U6

5.3.8

Cnjinelcs de molinos

\lflil.:.;;;U n.~·sp;:-•;:tn

al centro d\." lam~w sup;;:orinr. líni:'a muulmentc .¡;:_-:ti dt!~yj ü25~ lm\:"1.1 el frt'nte Or:.do -cañera} dd

lama.~a ~upt'ri:m. ~stn

Ln'o- cojinete~ J~ los mulinüj 5Vfl nomuimente d;; {:\mstnKl'ión hu;;ca (p.:utid;:~;), ~;:oa d.:: fundición er:.re.-a de bmnce n cumpr;:""núEenJu unu ,;:ari.:a~~ ~n1"-·me d~ J.t:em nm una •·teja" de bmnce. La mit:::d inferior del cujinete de la maza su¡x-rior ~s mr:ciza y tle hmncc_ Una a1...:ad6n típi.;.·a p-Ha .;:ojin~te~ d~ molü:.o.;; cumpocndc 84 'S· cubre. lü ~"{, cHaño, 3 % plmnn ~· 3 r.~f 1in.c. r-cm ntr.t!i. .uh::acJnm:s ~no tamhiCn U~:JJ:.;...;¡_

Agua de refrigo;.;r..J.cÜ'm <:~ l"mce circub.r .l imv¿.s del cojinete. L.:;.s s:1liúas úd agua s\m usuJ.lmcntc diriglda;; ~obre b.:~.nJ~jils abiertas donde ::u temperatun puede so:r ft:\·i:-;J.tfa par.J akrtJ.r ~obr..: cu::tlqui.er ¡¡.mblema indpil'me. VZ:rios. mut:;rialc" además del bronc-e hrm siúo prub::uio:. ~n hl5 cnjlm:te_;;; de molinos, Lo.., mctnlc~ hlannH tlenen un menor cot:Üi.:J.enle de fric.;.·iún. pem ~u runto Ue fusiún ..:s inferim y tknt'n mem~r rc'!:istencia mednic.1. ~ienJH p¡:1r lo Eunto m:i.;; vulnemb!es a faH~:... üe lu'hrü.·a;;.·ión n dci aguJ. ri'frige.r...mte. así \.'Omu al ingn::~o J.¡:: ~ucicilad. Ptistl~o., y mms. m.::.rcrird-es no-meülicm h~n f.Uli.illo dehidn J. ;;;u~ pnbrcs prnpiedadó d.;:: cnmluctividad de c.::lor. Lulnicad~Jn.

L!:! mi.'\ima pr-e-süín pcrmi~ible p:rr.1 chumacer.as e],¡:: hrmJ\.T e:>. u::;~l.Jlrn:n!e de 9.0 a 1 J.ü MP.i, dep~ndiemfo úd dio,;~iio y de la lubrü:..:!ct~ín. O.::hido a b pn.:~i.;in extremaúamt""nr.e al u y a b vdocld:Jd h3_ja., !':.e requiere tltilizur un hihü:..·ante d.e ·..-i~.._·n::;itbd ~h:v:.tdu ~m con imc-nas Ci.líl::(terf:.;!ic.:;;:-;. de fluju. Ai:t:it-es de fipü bitumioo;,;n y gr..J..~:.t.; formul:::dJ.s en forma esp;::i.·i~lL han sjdo utllizaúos L'On éxito. En üt:.:t!'.lnn('.i se .i:n.;.·u.rpor..J..n a-diti...-o:; p.:~.m ··pre-si.(m extn:nu", sea demro !lec la fonnubci6n e~t:lntiar o :::didom.dm es¡~dttcam..:nt"\: n un cnjint'k~ c-uand!J ~e .;,:st-1 subreculcntandü. CJerto:o; .:u::eites o,;intéticns. smJ c.Ip;KT~ de cumplir con t"ita Hirc-a, ~m S.(ifl c.tn\h y .,u <.iptio:.·adón a ~rdlrla totnl nmo;tltuy<"' :unn up.:ión

de

15·~

(Sc.;;dón 5.2.ll y Figur...t 5.4). E:-.tn t.'"S- J~b1do ::; maym cnmp-r;:oslón en la b,lga.;_:c-m qu::! en la ·t::J::l~ra. Otras fui'rL:.L"i (d(':~de l::t CL!J.Itl maz:1, \·ir.:uinr y .¡_:j{.n) at".t~:.::t.m b po:-;ü:iún de m:ixima pre~ióny.

-en menor grJ.du. A mi:Jiúa que b maza mp..:-rim 1lot.1. h)~ t'uji~­ te..; SUP'!fÜlrt~s ~e dc-~lil.:m r:rribJ. y abaju ~nbre !a ~;JL.,; J~ la cureñ~. Dad{) que lu fua;¡o.:;; n·.~ul[.:!.r.J~-e -~übr,~ h maza !>.Uperim e~tá dc;<;viadl.l Je la Vl'"rtic~l. se ej~.rlTt fu-¡;-rz.a...;, l atcr.~:~li:s signifiL:.:Hi va....; ~obre las c-:.rra ~ d~ ~u. 7--'illti's de la t:urcña. EstiJS SOLl por lo w.nto pmvl~t;:;~ con pl;:;c;:.s rJe de..,ga~te que úchcn s-er lubric;:.d;:_¡s, h :.1lgunm t.ii•:cfim tie curt'ñ:.t."i las gulas para el l"~ljir.~­ tc de b ID:lZil supcrim :-.on indinadas h:.J:i:b alld::::ll~e {_h.1\:'i~ 1a cJ.ñera) para al inear~c rn:i.., dtrc;;.:Urr,:;;rn: i.'\lll la fuerza n•.mlwnü:' e~pt:rad.LL Rodamientos d-e rodillos. [n:.¡ a[temi!Eiva. p::rra 1."1 U:>ü de- -t.:hum..1r.:era~ d:.:- bmnc.c ~on lo:.-; mdamftn!•;:.i d;;:: rndilhJs .l rütuta. Estm snn e~ünd.ar er.r algun.;:._1 nui:vü::.. mnlinos de {im nu..zas.

Su!'> ventajas son: BDjLl frit.::dón.; r-.·Hnlnw mn d;:: lubrkames y evitan mn.t::J.mirucüín -tic l jugo; 'S\J :-:e requiere agua di! rdrigem.;.'iÜn~ E\'itad~~gaste d!! lo:;,; guij-os en bs rnoz.:lS~ T·der;.md.l a pt'qucños d.;:-~alineamicntm~ Se r"i:du.;.·e la longitud de h m;:ua en!ri:: ct::mrm (m;;-twr ófuerz-o ft euor)_ Llli d~sYt·ntujm s,;m: [).~ben sa protcgidrY~· etic.azm.¡:onte del jugu- 1n •1ue es difícil en mu!ino:-. mrrycndom!e~; Eldi:.írnetmdcl eje en 1.1 ~-ccüón dd .;.:ojEnde úd ladn dd .ac-:..:inn::unicntn úeb--.:: s;:or mr;ym que en los plñnn.es {p;rra en:-.:.unhlajc-:); EkvJ.tfo co:-.w y nn svn repJ.mb!cs..

CO~[üS:l.

P.ara el ..,umini;;;tro d-c-luhricunte Sl'- d-i:bt'"n utilizar d·:! J~:-.plazilnúentn po,.iÜH) jndepentii~m..:s en nda dmm~.:era flJ.TII. r:s.egurar una di:->1rii:P..lciiín ilpwpii1du. El lubric;mte dd;e !'CT lntn;.ducidu en h .w·nn d.;! cmu.1cto J. trJ.ve . . de u.n c.:m.:tl cuid.::.do~amente formado ~ohr,; una Htxa k'>..'J.UZJ.tll d~ 4Y u (!(r atft:bnte del punto !le m:í•üma prc~.~ ..í-n. PJ.ra fas m:.ilm inferimco;. e-:ta Hn.:.a es. upro>;;irnmm.;:-nt-i: hnmb~

5.3.9

., '.l~

Jj.rJ~·to::-~.

:..rdi:.'mÚ.., del desalin:;:-amientn . •.. ~u p:::nor. r....'-.tn pr-t:~~:.br t::Inr~" pali L.: Ub.re5 p;lfa el rli~eñu d-::: !m .,,,,.,oe, . .Umd;< to.~ p:.:onlle~ Je diente con inYnluta:<: y ·"'"""'""'" .¡_"(l:n·'.:m:-ionü1-i:::o. no ~or~ ~·u:kL:u~dm, Pam L"~ w:~ Kq\k! rimi.;;-nws t.'"~p....""'Ci ale~, d perfil u~·..dm;:-nt~ ~·= utilim en lm piñones. de. molt- ~ ,.,., :nn.·~lo qu-~ cuenu con di::"n1t'3 mis. bP.JU... ro';-:t~r~ ~·- . .J" ma'tW u k :d um y út:!dendum. m:::r. ~ JUt'WJ erme -~ .',~ v ,1n ¡1crtll tfel Ji~nt"i:: mú..-..: mrY.:.illn. Como .•.n~n ,o.::.~ ~ ~• . _ _ _ ,.tHI~o;.-..:: u..:oH ~-¡;L d~ e<;te comprmm~n. la dKld1C!J. dt:: ti:!.ll~ntisit!n ~'.' tduL:e !usta ~5 t_:¡; a YO "S";.-: {compar.ld.l i:i.lJ1 l}ú q: p.r r-1 píñun::":> mn .innJl uta e~tándar bajo r;..l:-r.Ji.;:inn~.-.. 5imibrt':>). üw '..':~1t:' [';.'I fil, ~] in.gu lo rlt:! r:.:nntacto de los. pif¡nr;tS oji.:'f.l!lt[o t:' n d pur.:w üp1imD u di st:..rrlL:i a ··meJi:.~:" en1r<.' -..·:::nlro...., es de ~prn;¡;imadom;;:nte 2.5~· úe~di! b t~t.1 gmtc ;;:ir;.:unt"";:;rcnr:.:ial (es de;.:ir 65~ de la direcáún r::.l([.Üi. El ángulo úe C\mta.;.·w ó ffit:"nnr r:.:u:mdo k.~ r~ñc·r: L'. . , ~,..... :.:.o:.:i.'n: an y ~e i ncr;:om cnta a medida qu-E! hb ri i'i r:·n ~·..-. ~'' n ~~p:.tmdm. E~ te <1ngu lo de {"\1 nta;;:to d;;:o !o5 Jin11~·...., g~naa Ulla fu.,...n.l dE! ~ep::rrnción rdJ.ÓilfEldJ: e t:·r! e 1 in guln y que aumenta .1 mt'"Jida qu~ ~,•t'-'" in_gulo ~-.:!incr-ementa. L:=: may;:!riJ. di:! di~o:iim de mnlinos ti.;;-n~n tnd.o;;. lü~ pi ñu rh':<. ~ubre d lado del ar:.:clil n:::m ie ntn. aun quo;;: e:lgur,L)~ L"l!':r.~:lf.l ;:-¡m pifioni:s doble-s. (cn:-.tn atiicinruJ) o :llt-..'HL.Ln te~, di m ú::: unn de ]m piñ orrcs ~stá en d e.ml'm D libre d-el e-je para b;:r.bnr:.:ear 1ll~ fu.,...rr.rt.-;;; de 't'

hh

Vir.;.:.Jm (cur.:hilla}

mu ,r l.::L. lltH;,uon .. de- 1a m :.:~m .

~O:fJ.íJ.;:to:í n.

Alguno:;, mdimb h:..rn !~1gradn npt'mr e-xitosamen ti:' ;;,.¡ n us ¡,r el p[fi,in de b m :u u bagar.:erJ.. :-.kr:dn e.•11 m:.:;¡~ Cüfid u;;:i il a por 1a TllJ.!.l supc.ñm a lmvé-~ .Jd b.i:,':!J.L). Es u pdo:.:-ti t.: J. im por: e- e ~tUeuu.~ ex o;_· e.ÜYu:-. ~ t:'bre 1:.:1 m ~7..:::; superim y no e~ :.unp-li.:mu:nte 'J. ti 1i!J..J..:L Como en el ca;;n d~ lm •L:ojinde-s rlt:! molinm.las dtv:.:.J;L'í proe:-.inn ::::-. y b:.Jj ::15 Y e lociúad.e;;. de mntactn ~c·hrt:! 1.:1;.; dii:'nle.~ de !m piirilnC's (knundm un luhL·c·:;;tt'" d;:- ekv.:trJJ. vi ~cm. id:::.d. E.~ta 1ubri c.:.::ci~í n ~l! dtnú..! usuwlm'i.:"nte t.:ün un h;;¡ño d;;: a~'e-Ü.e. que fr.¡:;::¡;_;:-n te ml'!Jltl! uti!i 1.1 d mismu lub rü.:.:tnt~ de lm coj Er~t::~ d'.' 1 n::o linn.

Piñones de los molinos

Lm piñnnc.~ utilizJ.rJü:> p::na t.mmmitir pntendJ. a l:J.-. nu;ra~ cnñ'i:"r.J. y h:.i:gar.:em a partir d~ la mJlJ. :-.up:;;-dor de-ben ser c::~p::u.:.es U::: n;¡x-rdf dcntm d·:: un r-,mgo relaiivamerue nmplio de disw.r.rciJ.~ er.~r;:: c;:ntrm, pJra r;comolL.r ;.¡_;;;Í úiferenctas del tJ.m.::.ño de

5.3. 10 Virmlor (cuchilla) y raspador~s (peines) El prnpó~itu dd vir.:::dm es dirigir l.l·.;::aña o d kg:uo J z_-;;,dt'" b ::~h-ertura Ue trJ.baj o de 1a m ::u a r:.:..1-

yr.:!:-.p:tdor-cs ü~-eine.::;)

D7

(dtmdE! ha sido comprimidJ. con aJguna -extr;.¡_.;;de jugu) bJ.r.:i:.:~ b. .:.;.b~nura tle ]:.¡ rn:.t7a hlgttcera su siguiente .;.:ompr.c~ión ~- ex!r..tcción. PJ.Ia loesto, e-1 virador ne~e~im ¡ntercepur nl bagtllo cu::~nrJu :-.e t.'llCUt::ntrJ. ~~m b.:.tjn cten.:t cvrupr,;slón: y Emmferirln t:on b menar pirdida po:o-.ihTe de cu.mprc~:ón. p.:ro con mfrtirm fricción. ha..'-i.tu la ah::rtnr...t de b h.::gJ.r.:t"r•.t. Lo~ :..rju~tes dd \'ÍrJ.rlm (Se.:.:ci6n 5.7.6} ~t' úi~e­ ñ;m p:.:1r.1 lograr i::Sto. cnrt lo cml ,:o:l b.lgü.lo }X!nDJrk'\.'t.'= hwjo un a cnmpre;;.i.;ín cnn:-.iderahlc, genaLtndlt fri-.:-c i(m, de~g:..Ls~.¡: ~- pr-esión hacia arriba cnntrü IJ. m.ru.a ~upcrim. [);:: bechn, el viRdor consume Ltpmxinud.J.m.¡;-nt-l:! 20 (.::;:~ .¡j¡:o h c:.:trga hiúr:.iulio:.:a mt::tl J.plir.:..1d.i ~obre 1a m:.:tZil ~uperior (Góme::. }' Echevari 20()) }. El Jesg.;::st.e- d,:o:l viradm rdicj¡:¡ e] pt'tÜl del ra;.-a.Jn d,.;: fa ñerJ. cidn flJ.rJ. gra

HUZ..l :"Ll[l(!"rÍnr.

Ln:s vir..tdm.c~ :-:e pu-eden fJ.bri.;.-:.rr pm funtilci6n uti!iLanrJo hi.eml fundido d~ granü fino, hierro fundido .;,:on grafito e-.~femid:.:il (SG) n materiales equiv~lerrt~:.-:. La d ur.::hilidt::.d y d .;:o~ ro ti.¡;nJ.¡_-n a i:m.Teme-nw.r en el on[f!n listado. Con la pn.~..:iüú1 de bs tC.;:-rri c.:.ts. de: fu nJici(m mt:-I..Íem l"L'> e' [H:l'ib~e- fumür a lo.-.: vir..tdDrt::S .;:on :'>lli diente.:;, .1hoiTJ.ndu ~ignitl.;.-uü­ 'i.'OS cu.~tm úe. nuquin~dn. Pam pmlongilT l.:i 'L·id.:i útil Jt: to~ vlr:::.dore~. t.'~ .;:omún ilplir.:.1r r-ccubrimientm dunb snbm lu .;:ara su_p.:'ri.m d-~1 vir..tdor (mu.a]ruem~ HlJ.[erial ~..·ün c.arhurns de- -t:mmn)_ E.~ importan~-c no endurecer el área ..1]r.¡:oJ.;:-dor d~ la rail deo 1os d[ences dd ~- tr..tdm. t.l:nfo que l'Stn puede ··m8J:¡uin..1r" la punta de ]no;;, dieme-~ d.e la m:.u:a c:..rfi:::ra ;¡:: impcJir un buen a~entumi-cnto Jd \·irat.!or ~obre los. !l&ncos dd diente-. Lo:>. \'ir.ufores ~e mmH.:.m con mmillm y .espigos sobre el ;·puente"_ Los puc-n~-e:o:. 5un ajustaMes. (por d~slil.<:!mie-n1ü y/o mtación) para permitir empuj.:~.r virJ.t.fores de..-:g.:.t:-.t::r.úos ha.-..:ta qu:e :-;e a~npkrt njmtad.:tmt:'nte- ~obre ]m. !lmKos de lm tEe-nies deJa maza. Lüs. m~pJ.dm,;s ~on ~JÜ 1iwdm a f:.I ~.lJid.l út'l mn1inn p:.:tr.l-L.fe.~prender d b:1gazo tfe hl..;; man1s :illpt'Ünr y b;.¡_gacera {n•r f"¡gura.\ .5.5 y 5.6}. Lm r.:tspJ.dores nn tli.'"L't':~itan nwntt::ner 11ingu:n.1 ..:mnpre~idn, pc¡r in r.:uul son t:':tpuestos r: fueaJ.~ nmdJn menme~ que J.os. viradores. En r.:omecuencia, para 5.u fabricución puc~ Lkn ;-:.er utEli7.:.::dm materi.:t!es -cnn rnl.'"nme;.:; ~sp.:d11t:J.r:.:iont's- usualm-tntE! hierro fundidu D hierro S.G si el Ia"'PJ.dm n....-ce:-.ita un perfil curvado, o pbc.L-..; tle acem Je b:.:~jn -t:Jlbono u.JJ.nJo nn es -cm;,::::.J.o. Los: talli:'res di: tUndil'i6n compt""titivm suu cüpace;'; de mmini~tr.:.tr r.:tspadore~ con úi...-nt,;:". funJiJo~-

138

5.4

Molinos de dos mazas

5.4.1

Desarrollo Stork-Werkspoor

Para enfrentar el problema del secado Je bagazo de difusores con elevada humedad y a elevada temperatura, Stork-Werkspoor retornó al más sencillo y económico molino de dos mazas (de Boer 1969). Posteriores consideraciones de Jos requerimientos teóricos del diseño llevaron a la conclusión de que un molino de dos mazas podría ofrecer la misma extracción y capacidad que un molino de tres mazas. Para esto, el tamaño de las dos mazas tendría que ser incrementado hasta que la masa combinada (volumen) de las dos mazas sea casi igual a aquella requerida en un molino equivalente de tres mazas (de Boer 1972). Los molinos de dos mazas podrían ofrecer ventajas considerables debido a su simplicidad, la eliminación del virador y ahorros Je potencia.

5.4.2

El principio de operación difiere fundamen¡-¡ mente de Jos molinos convencionales en que la ¡¡ •

licnda se efectúa verticalmente y en la maner;~o~ drenar el jugo. Esto es ilustrado en la Figura 5. ¡ 1 La caña se alimenta verticalmente a través. d"'- Uij'¡' tol_va Donuc/ly entre dos mazas que tienen Lli:ínletr~ mas grande de lo normal. Las mazas cuent"n . " con profundas ranuras lVJessc/wert entre cada diente. En la zona Je apriete, el bagazo se puentea sobre cst· ' ¡· ~ ranuras mientras que e JUgo es exprimido dentro¡ · prestan · · de 1as ranuras. a zona de b'-\Ja Poco después de pasar por el punto de rnáxima compresión, el bagazo y el jugo extraído son separados empleando placas "nariz" especialmente diseñadas y cuchillas rnspadoras. El jugo se remueve concurrentemente y se aparta del bagazo a través de bandejas ubicadas debajo de cada maza. Para el accionamiento se recomiendan motores hidráulicos o motores eléctricos de velocidad varia.

. r·•s de cn!!runajes cpiddicos sobre

1 nreuco~:.

d

~.

ble co e 1 '·unbas opciones, la reacción del torenda onza ' · · _ m, ntcncr Ucntro del mismo molino co1 . sepuelcco _ _ . . que· ¡ . t nzus de torque de los acctonmmentos

necwndo os 1 ' las Jos Jllazas. . de · ¡ d-·1 molino se logra vanando la amEl contro ~: . 1· wlv· 1 ·¡]imentadnra tipo Dmmelly para d ' ' • . ,,· • . , IJ!itud ,e.•,1¡ wn¡ue dcsc._¡Jo en los accJon.tmlentos nnntencl e _ . ' .\· . El incremento de amphtud de la tolva del nw uJo. . . \· compactación y eltorque y VIceversa. aurnent,\ •1 • ' Se ha reportado que este mohn~_es capaz de al, s·¡s de molienda y extracc1on comparables

canzar t,1. ' • , . . .. ¡¡n s de muluples mazas, Imentras que con los 1110 0 · . . . . nlo de putcncm total es aproximadamente e1 ¡,;onsu , _ 1.4 (kW. ]¡)/tc(equ¡vah:nte a 9.) (kW · h)/tF). E_sto representa de 25 a ---10 q, menos que en un molmo de cuatro mazas y Jt: 30 a 50 % menos que en un molino de ó mazas de desempeño comparable. El ahorro se obtiene Je la menor resistencia hidráulica

139

al drenaje, menor fricción sobre los cojinetes de las mazas, eliminación ele fricción en el virador o en la tolva de alimentación forzada y menor ciza\ladura del bagazo. Debido a la capacidad de drenaje, se ha proclamado que la reabsorción es menor que en Jos molinos convencionales. A pesar de emplear mazas m lis grandes, los costos iníciales de capital de un molino de dos mazas deberían ser inferiores a los de un molino convencional de múltiples mazas, particularmente cuando se tiene en cuenta que los requerimientos de los cimientos son más simples. Los costos de mantenimiento deberían ser significantemcnte menores, al no utilizarse viradores, cabczotes hidráulicos, cte. Los raspadores en la descarga no se asientan fuertemente contra las mazas como en los alimentadores forlados, Jo cual minimiza el desgaste y el consumo Je potencia. Varias unidades se encuentran en servicio en plantas con molinos y con difusures en varios países. El desempeño de extracdón, conliabilidad y demanda de mantenimiento serrín seguidos con gran interés.

STG-FCB

Encarando la creciente complejidad, elevado consumo Jc potencia y costo de los molinos con múltiples mazas, los ingenieros Australianos también retomaron al molino de dos mazas. El primer diseño comercial se instaló en Ord River, donde se utilizaron cuatro molinos dispuestos horizontalmente, cada uno alimentado con un alimentador dentado y conectados entre ellos mediante conductos presurizados. El diseño probó ser de cierta manera probleM mático, en particular con respecto a la aplicación de la imbibición (Batstonc el al. 2001 ). Sin embargo, promovió el desarrollo futuro.

5.4.3

5.4.4 Unidad de extracción Fives Cail

5 Molienda de cuña

Molino Bundaberg de elevada extracción

Los Ingenieros de Fundiciones Bundaberg se basaron sobre las teorías de de Bocr y la investigación del SR! sobre el '·puenteamiento" del bagazo en las raíces del rayado y adicionaron el concepto de drenaje concurrente asistido por gravedad para desarrollar un nuevo tipo de molino de dos mazas alimentado verticalmente.

5.4.4

+

3

Figura 5.ll: Prindpio de operadrín del molino Ilunda-

Figurn5.l2: Unidad de ~xtraccicin Fives Grnup

bcrg tle alta cxlraccitín 1 Tolva de alimentacir)n > 1.5 m para asegurar cubrimiento total a lodo lo ancho de maza; 2 Bandejas d~ jugo - dos bandejas dado lJUe el jugo !luye igualmente desde las dos mazas; 3 Tolva de descarga; 4 Cuchillas raspudoras

3 Maza alimentadora;

1 Tolva de alimentacifin: 2 Maza extractora superior; .__¡ Dispositivo para eomrol de reab5ün:hin: 5 Salida de bagazo; 6 J\·Iaza extractora inferior; 7 Salida tle jugo: S Cuch~illas Messclwat

Unidad de extracción Fives Cail

Durante Jos años 1990s, Fivcs Cail Babcock también condujo un desarrollo que culminó en 199H con una "Unidad de Extracción'' (Bonin y Govaert 1999) que utiliza una maza cañera para dirigir la caña desde una tolva alimentadora hacia la zona de compresión entre dos mazas extractoras. A diferencia del molino Bundabcrg, los ejes de las mazas de trab<\io están alineados casi que verticalmente como se muestra en la Figura 5.12. Las características sobresalientes Je este diseño son: Un sólo punto de compresión (apriete); Ranuras Messchaert en ambas mazas superiores e inferior; Cuatro puntos de drenaje desde la compresi(m principal- dos adelante y dos concurrentes; Dispositivo de reducción de reabsorción a la salida, para separar el jugo extraído del bagazo; No se aplica carga hidníulica ~centros de maza son fijos; No se utiliza virador. El funcionamiento del dispositivo para reducir reabsorción se considera crítico para el desempeño de

RL:ferencias pti¡.:. 171

140

este molino. Tal como en la descarga de los molinos convencionales, cierta extrusión de fibra alcanza a

ocurrir. pero el jugo puede drenar desde la fibra hacia las ranuras klessclwert para ser entonces separado por el dispositivo de reducción de reabsorción. Como en el caso del molino Bundaberg de dos mazas, se declara que las mazas pueden operar con velocidades superiores hasta en 50 % debido al mejoramiento del drenaje del jugo. El consumo Je potencia es de 20 a 30 % menor que para molinos convencionales. Los costos de ca-

pital y mantenimiento son tambiCn significativamente menores, con menor número de mazas y cojinetes, sin hidráulicos y sin virador.

5.5 5.5.1

5.5.2 Accionamientos para molinos

5 Molienda de caña

Accionamientos para molinos Requerimientos de potencia en accionamientos de molinos

La potencia consumida por un molino depende de muchos factores, dentro de los cuales los más importantes son: La tasa de molienda (potencia oc flujo de fibra); Velocidad del molino (potencia oc velocidad x torque): Configuración del molino (número, tamaño y disposición de las mazas); Pérdidas lle potencia en cojinetes. virador y fricción en la tolva de alimentación forzada; Método Lle alimentación del molino: Ajustes del molino (aberturas); Carga hidráulica aplicnda sobre la maza superior (potencia= carga aplicada). Dada la variabilidad de los factores mencionados. la potencia consumida en la mayoría de molinos convencionales que operan a su capacidad nominal es del orden de H a 12 kW por cada tonelada de libra procesada por hora. La potencia consumida en molinos con sistemas de alimentación forzada es mayor y en molinos de dos mazas es menor. El primer molino normalmente se enfoca para alcanzar máxima extracción, en ocasiones porrazones de pago, pero principalmente porque una elevada extracción en el primer molino es esencial para alcanzar un buen desempeño del tren. El molino

final es también importante dado que es la "puen· de salida" y se pretende minimizar las pérdida<· ,¡ ., en bagazo y la humedad. Por estas razones. la . consumida en estos dos molinos usualmente ¡ de a estar en un rango superior (10-13 (k\V. mientras que los molinos intermedios se ubictm ~n un menor rango (8-11 (k \V· h)/t 1J. Se anota que todos los consumos de potencia presentados arriba son en el accionamiento mecánico (motor, turbina). Utilizando medidores de deformación se ha encontrado que para la mayoría de los molinos cerca de 20 9é. de la potencia de acciona. miento se disipa en la transmisión reductora. Adicio. nulmente se puede perder de 5 a 8 %de la potencia en los acoples del molino. La verdadera potencia consumida por el molino es entonces 75-RO t;C de las cifras anteriores. Con transmisiones de alta c!lcicncia. tales como engranajes epicíclicos con elevada relación de reducción, la potencia consumida en cJ accionamiento sería menor. Varios métodos han sido propuestos para el cülculo del consumo de potencia de molinos P. Estos necesitan tomar en consideración dos componentes principales: fricción y frotamiento en el molino y entre sus componentes y la potencia de trabajo que comprime al bagazo y exprime el jugo. IJugot ( 1986:232) propuso una fórmula combinada adil'ionando la potencia de fricción y la potencia de compresión en la maza final. Varias fónnulas han sido propuestas, pero son complejas y contienen factores que no son fáciles de determinar. Para propósitos prácticos en la mayoría de casos es sullciente apreciar que:

Poc11·d·F¡,

(5.29)

donde: velocidad Lle rotación Llc! molino en s· 1, F¡, fuerza hidráulica en N, y d diámetro de maza en m. 11

- -'

:>.:>.-

Accionamientos para molinos

Las opciones de accionamiento de molinos con velocidad variable que se discutirán aquí son: Máquinas de vapor alternativas; Turbinas de vapor; Motores eléctricos; Motores hidráulicos.

, · , . de vapor alternativas. La mayoría t\'faquUt.IS . . . · . · 'ntos utilizaJos en los pnmeros moh·'c ·¡cc!OJHHHie . . T .. u ' 'ÍLJUin·¡s de vapor honzontales. lplcalll• '· .. , . . . . 0 05 fueron . , . ¡Pr'tll con vap01 sdturddo o ligeramenrnentc est.Js o e '" . , , . •. , ., ¡ , t· do a prestones dbsolutds entre 700 te sobrec.J e11 ' 1 • o¡·¡ kPa. descargando esc<Jpc a 200 kPa. Estas · veloctt . 1a d ¡·o . ·'¡ , -V •JI . , . rot·tn con bap .) - 100 mm rnaquUJ.lS • • ,- st· s con urandes volantes y conducen uno "smn prO\ 1· ' 1· ~ < •. linos ·1 travCs Je una o dos etapas reducto0masrno ·'" r<JS de engranajes. . . ., , . Las fugas internas de vapor, la lnccwn mecam.1 etc. constituyen aprnximadamente 10-15 % de • • • · • • c'·•rdida de potencia. La c!tcJenciU energet1ca g 1o ba 1 ~estas máquinas es usualmente un poco más b<\ia que en wrbinas de vapor de una sola etapa de impulso. . Las rmíquinas de vapor vcrttcales de alta velocidad son müs adecuadas para grandes potencias. Estas son m:ís compactas Y dicientes que las máquinas horiznntaks. aplica~ion.es azucareras, la mayoría son de duhle electo y lunc10nan entre 300 y 500 miw 1• Estas rmiquinas pueden usar una expansiún simple o compuesta (arriba de 1000 k.Pa) y usualmente npcran cnn vapor sohrecalentado a mayor presión ( 1 100 a 700 kPa). Las temperaturas esrün limitadas hasta aproximadamente 260 oc debido a restricciones de la lubricación y distorsión mectínica. Esto a su vez. limita la eficiencia global de la máquina. Sin embargo. la eficiencia de estas m:íquinas es generalmente mayor que con turbinas de una sola etapa para potencias que no superen aproximadamente 500 kW. Tres desventajas importantes de las máquinas de vapor con respecto a las turbinas para el accionamiento de molinos son: Lus máquinas tienen malas características de torque a baja velocidad (difícil arrancar molino cargado): Las máquinas descargan aceite con el escape, generando varios problemas más adelante (incrustación de superficies de transferencia de calor de equipos de proceso y calderas, taponamiento de trampas de vapor, etc.); Las mtíquinas generalmente tienen mayor demanda de mantenimiento.

El:

Turbinas de Yapor. Desde su llegada a mediados t.le 1940. las turbinas de vapor han sido amplia~lente utilizadus para el accionamiento de los molmns. Estas son con/lables y se adaptan fácilmente

141

para el control automático de velocidad. Las turbinas pueden ser suministradas con toberas auxiliares capaces de variar la potencia obtenida en el eje y la ellciencia- una característica útil cuando se planean futuras expansiones. Las turbinas tienen excelentes características de torque a baja velocidad. generando torques de arranque de hasta 180 % el torque a carga máxima. Esto se debe tener en cuenta en la capacidad de los engranajes, acoples del molino y el molino en si mismo. Para las potencias típicas entre 200 kW y 800 kW, la mayoría de usuarios seleccion~i turbinas de impulso de bajo costo con una o dos etapas. Estas generalmente tienen una baja eficiencia global - entre 33 % y 47 % a plena carga, llependiendo de las condiciones del vapor y del diseño de la turbina. El consumo de vapor sin carga (en vacío) de estas turbinas es usualmente de 12 % a 20 (;-;; del consumo a plena carga. con lo cual las eficiencias a la potencia de operación son más bajas que las cifras de eficiencia a mc:íxima carga Lleclaradas por los proveedores. Adicionalmente, las turbinas operan usualmente por debajo de su velocidad máxima (eficiencia óptima). Por lo tanto las eficiencias realmente alcanzadas bajo condiciones operativas están frecuentemente sólo entre 20% y 35 %. La falla en reconocer esto resulta a veces en estimaciones erróneas del consumo de vapor, con serios errores para el balance de vapor planteado en el molino. En algunas fábricas donde la eficiencia energética se considera un factor importante, se utilizan turbinas multi-etapa de mayor eliciencia. Estas pueden tener eficiencias a plena carga de hasta 70-75 %. Sin embargo, son mucho más costosas y tienen que competir con los motores eléctricos de velocidad variable. Las turbinas de accionamiento de molinos normalmente operan con velocidades de 4000 a 7000 min- 1• Por lo tanto se requieren reductores de engranajes de alta velocidad, para lograr una gran reducción de velocidad entre la turbina y el moli-

no. Motores eléctricos. La variedad de accionamientos eléctricos para molinos es más amplia que las de cualquier otro tipo. Gmdener ( 1964) presentó detalles comparativos de las características de nueve tipos de motores eléctricos disponibles en ese entonces:

Referencia.\· ptÍg. 171

142

5.5.2 Accionamientos para molinos

5 Molienda de caña

Motor AC de anillo deslizante, Motor AC tipo jaula de ardilla con convertidor de torquc,

Motor AC de colector con característica en serie, Motor AC de colector con característica shunt, Sistema DC con rectificadores de arco de mercurio. Sistema DC con rectillcador de silicio, Sistema AC-DC en cascada. Sistema AC-DC-AC en cascada, Sistema DC Ward Lconard. Sin embargo. Jos accionamientos eléctricos han tenido grandes desarrollos desde ese tiempo y ninguno de los anteriores sería recomendahlc para una nueva instalación. Actualmente el accionamiento eléctrico preferido es el motor AC Ue induct:ión estándar con rotor jaula de ardilla, alimentado con un variador electrónico de frecuencia y voltaje apropiado. Los motores totalmente cerrados se prefieren debido al polvillo y humedad en la atmósfera de los molinos. Dada la necesidad de un adecuado flujo de aire de refrigeración a bajas velocidades del motor, se requiere un ventilador auxiliar de enfriamiento. Los motores tienen que ser ligeramente sobre-dimensionados debido a la pérdida de capacidad que es requerida para admitir el calor adicional generado por los variadores de frecuencia. Es posible superar periodos cortos de sobrecarga con torques de aproximadamente 140 S:-> el torque nominal del motor, hasta por 60 segundos, incluso cuando la velocidad es cero. Los variadores de frecuencia disponibles actualmente generan un modelo interno del motor al cual se encuentran conectados, permitiendo que el variadur determine la velocidad y el torque del motor permanentemente. Así, el control de velocidad con variaciones por dehujo de 0.5 % del valor objetivo es posible, sin necesitarse una señal de retroalimentación proveniente de un tacómetro. Debido a que los variadores de frecuencia de volt<~es medios son mucho m<Ís costosos que las unidades de bajo voltaje, generalmente se seleccionan motores y variadores de bajo voltaje. Para potencias de accionamiento de por ejemplo 600 a 900 kW, se tienen disponibles motores y variadores de 690 V que permiten ahmTos substanciales en Jos costos de cables y barras protectoras. Sin embargo. el costo de los motores de voltaje medio se está reduciendo con el tiempo. lo que junto con el ahorro

en el costo del transformador. podrían hacer a "St motores atractivos en el futuro. t:, Os Las principales ventajas de los accionallliento elécu·icos modernos de velocidad variable para f!lt;~ linos son: Eficiencia energética (total aproximado so % con transmisiones convencionales, 90 ck con en. granajes epicíclicos); Facilidad de control; Reducción de mantenimiento; El tnrque puede ser limitado para proteger los engranajes o permitir el uso de reductores epicíclicos más eficientes; Limpieza y baja temperatura - sin tuberías de vapor, etc.: Adecuados para uso con engranajes epicíclicos compactos (pequeña área transversal) y de alta eficiencia energética; Pueden utilizarse de manera económicamente eficiente para el accionamiento independiente de las mazas del molino o las mazas de alimentación forzada (sin piñones). En estas aplicaciones se pueden montar directamente con bridas sobre las mazas. Las desventajas son: Se requieren estaciones de generación eléctrica más grandes (turbogeneradores): Puede requerir entrenamiento adicional del personal eléctrico no familimizado con la electnínica.

.Motores hidráulicos. El desarrollo de motores hidráulicos eficientes a elevado torque y baja velocidad ha brimlado una nueva opción para el accionamiento de molinos. El sistema comprende una bomba hidráulica accionada con un motor eléctrico que proporciona el !lujo de accionamiento para el motor hidráulico. El motor hidníulico tiene pistones radiales que operan sobre un bloque cilíndrico rotativo montado sobre rodamientos en la carcasa estacionaria. El torque se obtiene de la act:iún de los pistones sobre un anillo con levas que es tú fijado sobre la carcasa. La velocidad es controlada variando el !lujo dd fluido de trabajo al motor. Esto se puede lograr con un accionamiento de velocidad variable en la bomba hidráulica o müs usualmente con una bomba con placa motriz de üngulo variable. Con la segunda opción, las sobrecargas se previenen descargando autom<Íticamente la bomba a cierta presi6n del aceite máxima programada.

. ·Kcionamicntos hidráulicos operan a

i'v!UC 1¡os •

.. , . . "ltinl'l._ etapa de. transm¡swn abierta (ac,¿s de l,¡u rrav . , indirecto). S m embargo, los motores ..,:• ¡J!!Jll!Crl 1O . . . 111 mlernns pueden operar a la m1sma vedO '¡jr<ÍU 1¡COS · . , lu . d . 1• cional de las mazas delmolmo acoplanloC!da JO,¡ t . . . , . • cntc o montados so 1re los ejes del do··c dm:c 1,1111 . . , :r. bnzos de torque. Los motores hJdraufllOIJUO COl1 ' - . . . • son particularmente apropHtdos para el acciO5 lJ~o ...• ntn individual de mazas o pares de mazas (ej. 1 n<~lfl . . • 1· , cLm · mu'1 t1p · 1es· • l: . ·dores forzados) en momos 1 ¡¡{unen<~ · . .. , . En tales aplicaciones, las velocidades relanMt>IS. . . . . . d· los diferentes accmmumentos de un m1smo uvas e · . . ,, necesitan ser h1en controladas. Este control ~m . . . . l ., cst· r basado en la veloc1dad (AliJO de aceite) puc dt.: • ' 1 · . e! torque (prcsitln de aceite). 0 Los accionamientos hidráulicos han sido probados extensamente. encontründose aproximadamente SO sólo en Australia. La operación de instalaciones hien diseñadas ha mostrado ser confiable siempre

que: •

El aceite bidrüulico se mantenga en un estado absolutamente limpio: Los nitros y sellos ele aceite sean reemplazados rcgulannente: El sistema sea operado normalmente sin exceder 70 c.·(. de la máxima presión hidrúulica permisible (ej. a 24 MPa para un sistema de 35 MPal. Los componentes sufren desgaste y la vida útil de bombas y motores llidníulicos es limitada. Las fallas que ocurren rn<Ís frecuentemente son debidas a suciedad en el ac~ite. Vcrmaak (2001 l ha estimado los costos de capital iniciales como comparables con las turbinas de vapor o los mutores eléctricos provistos con su respectivos engranajes. entredós (eje cuadrado) y acoples. LLlS costos de mantenimiento anuales son mayores que con motores eléctricos. pero menores que con turbinas de vapor. Bajo condiciones iníciales (nuevo) y operando a m
143

Al utilizarlos como accionamiento individual en cada maza, puede limitarse el torquc que actúa sobre la maza superior; Esto permite la construcción de molinos mús grandes y potentes: Cuando se montan sobre ejes de maza, se evita tener entredós. acoples y (usualmente) pifíones en el molino; Se reduce el costo de las bancadas para los accionamientos del molino: Tienen dirección de rotación reversible: Es posible controlar fácilmente el torque y la velocidad: La eficiencia energética es buena en comparación con muchos otros tipos de accionamiento para molinos: Pueden ser utilizados para proporcionar potencia adicional a una maza inferior o al sistema de alimentación forzada en caso de que el accionamiento del molino no cuente con la suficiente potencia. Las desventajas son: Se requiere mantenimiento especializado y muy limpio; Para motores hidráulicos montados sobre ejes de maza, el elevado torque involucrado genera dificultades en el arreglo del acoplamiento.

5.5.3

Transmisiones de los molinos

Todos los accionamientos de molinos. exceptuando algunos motores hidníulicos, operan a mayores velocidades que las mazas del molino y por Jo tanto se requieren transmisiones de engranajes que permitan reducir la velocidad. Los engranajes grandes convencionales estún limitados a una reducción de aproximadamente H: 1 en una sola etapa. En la mayoría de casos es necesaria una combinación de engranajes de alta y baja velocidad. Para las etapas de alta velocidad usualmente se emplean engranajes cilíndricos helicoidales, bi-helicoidales precisos o engranajes paralelos rectos, normalmente con dientes endurecidos. Estos engranajes usualmente se encierran en una carcasa con lubricación por salpique o alimentada a presión. La acción relativa entre las superficies de los engranajes es una combinación de movimiento rotativo y deslizante. Las úreas de contacto son pequeñas y por lo tanto la lubricación es esencial. El grado del lubricante y

144

5 Molienda de caña 5.5...1- Acoples y ejes cuaLirados (entredós) de los molinos

145

Figura 5.13: Accionamiento de molino compacto y de elevada eficienc-ia. Kntmlti (Sunífrica)

Ingenio

Figura 5.15: Acople para molinos Eurugear tipo eslabón

su método de aplicación dependen del diseño de los engranajes y su operación. La última reducción de velocidad normalmente comprende un piñón que conduce a un engranaje grande o "catalina". Estos son normalmente engranajes cilíndricos de dientes redos. Los lubricantes usualmente empleados para estos engranajes son aceites de elevada viscosidad o grasas suaves. Los cojinetes que soportan a los ejes en las etapas de baja velocidad solían ser construidos casi exclusivamente usando metal de tipo blanco suave (babbitt), pero los diseños modernos utilizan cada vez más rodamientos anti-fricción (cilíndricos) debido a un menor requerimiento de mantenimiento. En años recientes. engranajes epicíclicos y planetarios diferenciales con altas razones de redw.:ción de velocidad han sido utilizados para el accionamiento de muchos molinos. Estas son transmisiones cerradas de alta precisión con mejores eficiencias rnednicas que los engranajes convencionales (92 a 97 % vs. 80 % ), además de ser mucho más compactos. Sin embargo, requieren un mantenimiento concienzudo, que idealmente incluye el anülisis regular de la condición del aceite y elmonitoreo de vibruciones. La Figura 5.13 presenta una moderna transmisión compacta, limpia. de alta ellciencia y bajo mantenimiento instalada en el ingenio Komati en Suráfrica. Este accionamiento comprende un motor de frecuencia variable, una elevada reducción Zollern Dorstener con entrada planetaria y distribución final con engranajes hclicoidales y un acople con cables flexible Eurogear (ver Sección 5.5.4). La eficiencia

de transmJsion (potencia suministrada en la maza superior 1 potencia en eje del accionamiento) de esta transmisión es 96 9'o (engranajes) x 99% (acople):: 95 %. Esto se compara con aproximadamente 72!}; usando engranajes tradicionales (80 %) y acoples cuadrados (90 %). El motor de 630 kW puede por lo tanto suministrar 580 kW al molino, para lo cual hubiese sido requerido un motor de > 800 k \V con una transmisión tradil:íonal. La eficiencia global de este accionamiento- ge· neración de potencia en turbogenerador (75 {;G), motor eléctrico de velocidad variable (97 q)) y transmisión (95 %) -es aproximadamente fi9 %. Esto es tres veces mejor que el 22 C:f} de una turbina de una sola etapa (30 q,) con una transmisi(lll tradicional (72 %). Los beneficios para las fábricas con coge· neración o plantas de suh-produt:tos del bagazo son por lo tanto evidentes.

5.5.4

presenta un problema inherente de desalineamiento. Paru controlar este problema. la conexión final entre la transmisión y la maza superior se hace trudicionalmcntt: con un eje Je sección cuadrada o "cntrcd6s" de 1.5 a 3.0 m de longitud. conectado en cada extremo con un acople cuadrado como se muestra en la Figuru 5.1.-f. Los acoples son usualmente Je acero o hierro fundido con bandas de acero y el entredós de acero dúctil de bajo carbono. A medida que el cntred6s es rmís largo. el efecto del desalineamicntu angular se reduce. Sin embargo, incluso con un entredós bastante largo se generan fuerLas de separaci(Íil significativas debido al
Acoples y ejes cuadrados (entre· dós) de los molinos

Eje de

Entredos

Los engranajes de las transmisiones de molinos están usualmente montados sobre ejes fijos para mantener un alineamiento preciso de los diente~. Como se discutirá en la Sección 5. 7 .J.. los últimos engranajes se conectan a la maza superior que normalmente está diseñada para operar aproximadamente :20 mm por encima de su posición de reposo y para ser capaz de flotar verlicahnentc hacia arriba otros 15 mm más bajo condiciones anomwles. EsiO

transmisión

!

de corte del acople

figl!rn5.14: Eje cuadratlo (entredus) y acoples cuatlrados

emplean otros ejes más complejos de sección cóncava-convexa. pero sufren el mismo problema. Las fuerzas de desalineamiento causan desgaste axial sobre los cojinetes del molino y desgaste de los acoples y del eje cuadrado {ocasionalmente se presentan fallas por trabas). Estas también imponen reacciones sobre la última etapa de la transmisión del molino. En casos de desalineamiento extremo. las holguras del acople no pueden prevenir el momento llector sobre la maza final y el último engranaje de la transmisión. La lubricación de los engranajes y /o platinas de desgaste puede aliviar pero no eliminar el dafío por desgaste. Ejes cardan (junta universal). La conexión entre la transmisión y la maza supelior utilizando un cardan es más elegante y durable, pero müs costosa. Este sistema utiliza dos acoples universales de trabajo pesado para proporcionar los grados de libertad de movimiento radial requeridos. pero no controla el desplazamiento axial. Por lo tanto. es responsable Je fuerzas de empuje sobre los dos extremos. Acoples tipo cslabán. Los acoples Lipa eslabón (link) se constituyen en una mejora de los ejes cardan. Existen varias cnnllguraciones de acoples eslabón. Estos efectivamente incorporan dos juntas universales, pero a diferencia de los cardancs. permiten algún grado Je desplazamiento axial (Figura 5.15). Acoples para dcsalincamicnto múltiple. En 1987 se introdujo un acople para molinos de caila

Rt:fercndas prig. 171

146

S Moliemla de caña

5.7 Ajustes de molinos

ocramente. Los resultados iníciales de este úic·.,e .,.. no son prometedores y actualmente se prefiere frente¡¡¡ acople con cables de acero. El uso de este acople particularmente beneficioso cuando el espa~.:io la transmisión y el molino es limitado. Los acoples de eslabón y de eslingas de ter brindan importantes ventajas sobre los cuadrados tradicionales. exhibiendo un mínimo gaste, baja demanda de mantenimiento, lr
5.6

Figura 5.16: Acople para molinos de eslingas de poliéster

Eurogear radicalmente novedoso en la fdbrica de aztkar Umfolozi en Surüfrica (Tosio 1992). El principio de trabajo cstü basado ella transmisión del torque a través de cables de acero a tensión entre los brazos de yugos enfrentados que se montan sobre los ejes del molino y de la maza. Estos elementos tlcxihles forman pares balanceados en un plano normal al eje del acople, permitiendo eliminar con un sólo acople los grandes momentos nectorcs y la generación de empuje axial que normalmente resultan del dcsalincamiento axial y radial entre la transmisitín y la maza superior. Estos acoples han mostrado tener un desempeño excelente. con bajo mantenimiento donde el alineamiento entre la transmisión y el molino es bueno. Sin embargo. t:uando se tiene que absorber desalineamiento excesivo (mayor de 15 mm) continuamente. lu vida de Jos cables de acero es limitada. Para superar esto. los fabricantes han desarrollado una alternativa de diseño que utiliza eslingas o hundas de poliéster en Jugar de cables de acero (Figura 5.16). Este diseño se construye de manera tal que las eslingas no necesitan nexionarse para absorber el desalineamiento. sino que sólo se retuercen Ji-

Preparación de caña

La mecünit:a de la preparación de caña se discu. tió en el t:apitulo 4. La preparación de caña tiene una estrecha relación con el desempeño de los mo!inm. La sacarosa se ent:uentra contenidu en la c:u1a como parte del jugo dentro de células de pared delga· da que estün protegidas por la estructura fibrosa del tallo. La extraccilin de sacarosa por molienda consiste casi por completo en la ruptura de las células y posterior remoción del jugo, primero exprimiendo mediante física compresión y luego mediante dilución del jugo remanente y su posterior exprimido. La primera parte de este proceso- ruptura de células- puede ser efectuada reventando a las células mediante compresión wn molinos o por desmenuzado entre superficies de mazas que rotan con diferente velocidad superficial, tal como en el caso de la desmenuzadora KmjeH'ski, pero umbas opciones son extremadamente inefit:ientes efectuanJ¡) esta tarea. La manera m;:ís eficiente para preparar caña parJ la extracción por molienda es primero cortándola en trozos pequeños (idealmente con picadoras) y P(15· teriormente desfibrando finamente de manera que prücticamente todas las t:élulas sean abiertas. Una desfihradora moderna de trabajo pesado bien opt:rada puede romper más de 90 {k de las células. Esta preparación permite a los molinos desempeñar la función de extraer jugo müs ftícilrnente Y mucho más eficientemente. Esto se logra debido ~ que: • Se hace al jugo disponible para más fácil cxtr>ICciów La clensidad de la caña se incrementa Y es 111ás homogénea. favoreciendo la alimentación Y la capacidad de molienda:

•

pueden emplearse menores proporciones de mo• . . ·ntrc aberturas de t:ailera 1 bagat:era, re. . lJCill•11 ~ ducicndo la lknwnda de potem:1a en el rnolmo: La reabsorción es reducida debido a que se faci-

Jiw d drenaje. , ·xperiencia en Brasil indit:a que, eon una misma LH· molienda. h1 at¡·!CIOn . . uc ' una des l.b ·' ' 1 raunra ue {tl5ll ( le . . twbajo pesado rcduc~ la poteJ~t:Ia consmmda en l~s molinos en una c:uwdad equival,ente a la p~tenc1a didonal consum1da por la deshbradora, mientras 3 . •e> que la extracCÍ(Íil se m:~·cmenta con~Iuerablemente. Moor (1974) establct:lo mareados mcrementos de extracd6n y capacidad en un tren de molinos euan~ do una deslibradora liviana fue reemplazada por una de trab;üo pesado. La capacidad incrementó en 7 %, mientras que la extracción mejoró en una cantidad que. reemplazada en la fónnulu de Hugot ( 19H6), es equivalente a: \0.7 ñE::::.N-H

(5.30)

donde: dE diferencia en exlrat:t:iún debida a int:remento de PI de 77 a 90: N número de mazas en el tren. Utilizando la ecuacitín (5.30). la extrucción que se predice para un tren de 11mazas sería '2. 7 % y para un tren de ! 5 mazas sería 1.5 %. Las diferencias son mayores cuando la tasa de molienda no se incrementa simult<Íneamcnte. Moor ( 197~1 l también reportó resultados del análisis de tamafio de pankula del bagazo tina!. El conw.nido Je poi en cada fracción de tamaño se mues!ra en la Tabla 5.J. Dado que las purtículas grandes incluyen gran parte de la corten (inicialme~te con bjo contenido de sacarosa) y que las partículas finas incluyen en gran medida a la médula (inicialmente

147

con elevado contenido de sacarosa), podría haberse esperado que las eoncentruciones de poi fueran opuestas a aquellas encontradas. Esto muestra dramáticamente la importancia de una Jlna preparación para obtener buena extracción. La preparación de caña es de tal importancia para el proceso de molienda. que esta <Írea debe ser e.xaminada antes de embarcarse en cualquier inversi6n de unidades de molienda adicionales. Si la preparaci{m no se encuentra en un nivel de al menos 85 PI y sin presencia de grandes pedazos de caña sin preparar. la instalación de una Jesllbradora de trabajo pesado probablemente ofrece un mejor retorno que un molino adicional.

5.7

Ajustes de molinos

Es net:esario asegurarse que los molinos estén configurados para su óptimo desempeño. El primer aspecto dave que se aprecia de la teoría de molienda, es que los "ajustes delmoli11o" no comprenden simplemente el posicionamiento apropiado de las mazas cañera (entrada), superior y bagacera (salida). Existe una razón de compnctaciún óptima para holguras o aberturas en cada etapa durante el paso del bagazo por el molino, incluyendo cualquiera de los siguientes cuando estén instalados: Entre tolva Dowtelly y sistema de alimentación forzada: Entre sistema Je alimentación forzada y entrada del molino: Entre tolva Dom/e/fy y cuarta maza alimentadora: Entre cuarta maza alimentadora y entrada del molino; Enrre la entrada del molino y el centro de altura del virador;

~ahlu5.3: Com~nido de Poi en diferentes tamufios de par-

Entre la entrada y la salida del molino.

l!cufas de haga;o

~a~~1ño de panícula en 111111

g Pnl/l 00 g de t:aña

o.s J-(l

1.]

ü-12

:w

> 25

3.0

Pn1mediu

1.3

2.3

5.7.1

Ajustes de las mazas del molino

El ajuste de un tren de molinos para una determinada tasa de molienda usualmente comienza decidiendo las aberturas de trab;_~jo deseadas entre las últimas tres mazas de cada molino, es decir entre la maza superior y la cafiera (ajuste de entrada) y entre la maza superior y la bagacera (ajuste de salida).

Rl'jéren¡·ia.l· pág. 171

14K

5 Molienda de cuña

5.7.7. Ajustes por flotación de la maza superior ]'duchos métodos diferentes de <~justes son empleados alredeúor Jel mundo. pero prücticamente todos calculan los ajustes (aberturas) entre mazas buscando permitir un volumen escrito suficiente para el paso de la tnsa de fibra requerida con la compactación deseada. Este principio se aplica utilizando densidades y/o razones que han sido validadas empíricamente. Varios métodos para el cülculo de los ajustes de molinos han sido revisados por Upadhiaya ( l9S8) y Wiencse (1990). Upadhiaya ( 1988) cubre los métoúos Surati·icano (Natal), Australiano, Farrel y de Mauricio. Hugot ( 1986:201-213) presenta detalles del método de Java, incluyendo los valores lllilizados con este método en Australia, Luisiana y Cuba. El método de Brasil está basado en el sis1ema Surafricano, con sólo una menor diferencia en cuanto a la constante utilizada y con contenidos de libra en bagazo ligeramente distintos. Dos métodos ampliamente utilizados son discutidos a continuación: El método Australiano del "llenado de libra'' y el método Surafricano (J'all Hengel y Dmres Dekker 1958). Ambos están basados en el ajuste de las aberturas de trabajo en proporción a la tasa de fibra procesada. pero han sido seleccionados para ilustrar diferentes aproximaciones para este objetivo.

Método Australiano. Este se basa en el "llenaJo de fibra'' (masa de fibra por unidad de área de superllcie de maza) deseado en cada abertura. Las fórmulas para los
d l ·/I·Pr-v.n

(5.31)

5305. 1o-l .,¡,e . 11'n·

d·f·n·pFF.F

(5.32)

donde: /¡D

abertura de trabajo de la maza bagacera (salida) en mm:

hF

abertura de trabajo de la maza cailera (entrada) en mm; liujo de caña o tasa de molienda en t/h;

11

'cc contenido de fibra en caña en g/1 00 g:

d

1 11 pFF.D

diámetro medio de mazas en mm; longitud Je mazas en mm: vel~cidad de rotacidn de mazas en min- 1; llenado de fibra en abertura de maza bagacera en kg/m 3 ;

14Y pFF.F

llenado de fibra en abertura de maza kg/m 3 :

L
l . ·ntrmJa /¡,. l•raa.Jt: 1 se utiliza una razón de mo-

En la Tubla 5.4 se presentan valores típicanlente !izados para el llenado de fibra en la maza ra o salida pFF,D' con caña bien preparad<¡ y tolva~ Don11e/ly, sugeridos por Upadhiaya ( 1988), !Fiel/ese ( 1990), Walkers Ltd. y otros.

cm¡;; . 'n c·ulcra 1 ba!!LICcra). Por lo tanto: iienda (-razo ' ~ 286 .J ().: . lile

hv=

• \\'I·.C

(5.33)

d-1-n·H'¡ ..II

y: Tublu 5.4: Valores típicos tle llenado de fibra en la !lla¡_;¡

(5.34)

bagacera

Llenado de fibra en la maza bagacera Prn¡ Molino No.

en kg/m1

..

Sin alimentación

fortada

2 J 4 5 ó

7

431l-4RO 460-500 490-550 510-600 600-ROO 701J-RJO 70U-R50

·

Con alimentador forzudo

donde: L, ¡·1br·t!! - '

·r REH

()() -!! ba!!azo que sale úel molino. ...

~win de ¡nolicnd~l (ab~rtura Je trabajo enlrada/ ;Jberwra de traba_¡ o sal! da).

El factor 7.H6 · 1O_¡ se obtiene asumiendo una densidad final "rcar· del bagazo de 1.204 kg/m 3 y un

550-óOO 580-6.1()

factor de rcabsnrci(:ltl de 1.54. Esto resulta en una JensiJad '';¡paren te" del bagazo de 1855 kg/m 3• En esws fórmulas. el contenido de fibra en bagazo w ·:u 1 se obtiene a parrir de unálisis de bagazo como:

610-670 690-760 R00-880 R30-900 850-96()

H-'r.n

El llenado de libra en la maza cañera o entrada pFF,F se calcula como una proporción del llenado de fibra en la bagacera. dependiendo del tipo de molino y su posición a lo largo del tren. Para molinos con alimentación forLada, esta proporción puede ser de 50% a 65 %. mientras que para un molino simple de tres mazas, la proporción puede ser de 35 1)(. a 50%. Se anota que estas proporciones son el recíproco de la razón entre las aberturas de trabajo de las mazas cañera 1 bagacera, a la cual se conoce como !a razón de molienda R. En la práctica, Jos valores típtimos para fas aberturas de cada molino dependen de muchos factores: calidad de caña, grado de preparación. equipo de alimentación (tolvas, sistemas de alimentación fort.a· da, cuarta maza), tamaño del molino, resistencia dd molino, potencia disponible, condición superlicia! de las mazas, tasa de imbibición, etc. Por !o tanto los mejores valores tienen que ser determinados !Tlt> diante ensayos para cada molino en particular.

Método Surafricano. Este método ( \'011 Hmgd y Douwes Dekker 1958) utiliza el contenido de libra del bagazo en el nip entre las mazas superior Y gacera para calcular la abertura de trab;_Uu a la sahdil h 0 . Para calcular la abertura de trabajo de la maza

?a·

= 100- l\'~~'.IJ -JI'uns,u

(5.35)

¡•m¡ f/('lfge! y !Jml\\'es Dekker ( 1958) sugirieron valores o!~jctivo para \\'r·:B que son presemados en la

Tubln5.5.

Tabla 5.5: V;dor..~~ ~ugcridos tle! corHenido de libra en bagu:w a la salida de los molinos

1&::.:Molino ~>><:No.

u·F.!J para tündem con molinos de 3 mazas con 15 mazas con 1S mazas

31 2

40 45

~

.¡~

50 6

JO 39 43 46

4S 50

Estos valores fueron determinados para condi-

ciones Surafricanas hace ya muchos años. Sin embargo. las proporciones entre los valores de molinos consecutivos permanecen validas en general. Un contenido de libra en bagazo final de 50 c;r. podría a~licarse en casos donde sea común obtener, por CJemplo, humedad -lB % y Brix 2 C::é en el bagazo tinu/. En caso de tener molinos con un mayor número ~e mazas, Jifercme preparación de caila, Caña dis!Jma. lasas de imbibición diferentes, etc .. que lleven

a establecer otro valor final de ll'F.n diferente, los valores objetivo para los molinos precedentes pueden ajustarse utilizando las mismas proporciones de la Tabla 5.5. La razón de molienda R depende principalmente de la posición y del tipo Je molino. Tal como con el método Australiano. para molinos con alimentación forzada la razcín de molienda está usualmeme en el rango de 1.6 a .2.0, mientras que para molinos simples de tres mazas esta razón puede estar en el rango de 1.8 a 2.H. Con molinos similares. la razón de molienda usualmente se reduce a lo largo del desde el primer molino (m.:íximo R) hasta el molino (mínimo R).

5.7.2

Ajustes por flotación de la maza superior

Las aberturas de trabajo de la maza cañera y la maza bagacera calculadas anteriormente son las aberturas ··reales" que se requiere o espera tener en operación. Bajo estas condiciones, la maza superior es levantada por el bagazo y "flota" por encima de su posición de reposo, mientras que es cargada hacia abajo por la fuerza Je su propio peso (una comribución mínima) y por los pistones hidníulicos del molino. Para tomar en cuenta esta flotación, las mazas se deben ajuslnr mientras el molino está libre de carga con aberturas de reposo que son más estrechas que las abertums de trab;:Uo deseadas. La mayoría de los molinos de tres mazas están configurados de manera tal que los centros ele maza de la cwñera y la bagacera se encuentran desviados cada uno con respecto al plano vertical que pasa por el centro de la maza superior por un üngulo de aproximadamente 35°. Debido a esta disposición geométrica. las aberturas de la maza cmlcra y la maza bagacera cambian aproximadamente un SO Si· de la flotación vertical de fa maza superior. Por consiguiente. si en el cálculo de
!50

5 Molienda de caña

dor y un programa de dibujo. Su método permite incluir el desgaste de las mazas y las posiciones establecidas para las mazas y el virador. el perlll del virador. cuñas y ;:ingulos para ajustar al molino. Sin embargo, este sistema requiere una programacirín un poco compleja y la mayoría de ingenieros todavía pretiere efectuar esta tarea manualmente sobre una ''tnbla de ajustes"'. Esto debe hacerse con pines pivotes móviles y trammels configurados para representar los centros de lus tres principales mazas del molino. Las posiciones de las mazas. ajustes y trazado del virador para cada molino pueden entonces ser dibujados sobre papel y conservados. Esto permite al ingeniero visualizar la zona de trabajo del molino a escala real. El dibujo produce además una plantilln para el maqui nado y revisión del perfil del virador. Las plantillas de los piñones del molino también pueden ser rotadas sobre los pines pivote para asegurar que engranen satisl~tctoriamente (contacto continuo. suficiente profundidad de contacto, no interferencia. no contacto reverso).

5.7.3

Ajustes de mazas de alimentación forzada

Cuando se utilizan sistemas de alimentación forzada. usualmente se encuentra que la abertura de trab;:~jo se optimiza con una razón de compactación (o densidad de libra) correspondiente a 3.0-3.5 veces respecto a aquella alcanzada en la abertura de la bagw.:era (método Australiano). En el método Surafricano, esto equivale a una razón de aberturas ele 3.0 a 3.5 veces con respecto a la ábertura de la bagacera, luego de considerar el efecto de cualquier diferencia en la velocidad superllcial de las mazas.

5.7.4

Ajuste de la maza alimentadora -"cuarta maza"

En molinos de cuatro mazas n molinos donde una maza alimentadora alimenta un molino o un sistema de alimentación forzada, las aberturas de trabajo entre la (cuarta) maza alimentadora y la maza opuesta usualmente ofrecen una compactación entre .:J- y 6 veces menor que la compactación en la abertura de la maza bagacera. La proporción decrece desde el primer molino hasta el último molino.

5.7.6 Ajustes del virador

5.7.5

Abertura en la tolva de alimen. tación

El deslizamiento o patinamiento del bag·¡· .. y nener·r,, ZQ sot1re 1as mazas a J.ecta / a a /.nnentacwn 1lO desgaste imlebido. Para lograr mtíxima C<tpacid~d sin patinamiemo. la ecuación (5.11) de la Secció 5.2.4 indica que la amplitud de alimentaci6n de! n lino debe ser la mitad de la suma de Jos diámetros de las dos mazas alimentadas más la abertura de trab;Jjo entre ellas. -

"'

l

Por lo tanto, la abertura de la tolva de alimentación en su base h está dada por:

(5.36) Sin embargo, la suposición de que no ocurre de~li­ zamiento no es realista. En la práctica. los mejores resultados pueden esperarse usualmente con una amplitud de la tolva apro.ximadamente 10 r;;} a J51)é por debajo del valor calculado. Otro método para ajustar la amplitud de la to]V;¡ de alimentación asume una proporción respecto ; /¡¡ 1 abertura de trab~jo de la maza bagacera,/¡n· La proporción óptima es usualmente de 10 a 12 veces /¡ para el primer molino de un tren, decreciendo hasta0 H veces liD para el molino final. De no presentarse deslizamiento, esto implicaría una densidad de fibm en la tolva enlre 1112 y l/8 de la densidad de !:1 libru en la bagacera.

15

5.. 7 (j

A,¡'usles del virador

e

El propúsito del \'intdor es preservar parte de la compactaLión ¡J/canzuda en la maza cañera mienlr.L'> que entrega al bagazo ~ntre las mazas superior \i bmwcera. Su tarea no es 111crementar la compac;acíc\r1. Si la holgum del virador bajo la mazn superior e!! muy amp/i¡¡, se pierde compactación y¡:¡ la [onn 11 del hagazn. Si la ho/gurw es muy reducida, ~e incrr:rnemaní innecesnriamente la fricción en el ;irmlor. que st: desgastard excesivamente y se reduciriÍ /¡¡ carga L'fecti\·a de las compresiones en la maza Lmiera y la maza bagacera. El perfil y lapo~ sicíón del \·irador son por lo tanto extremadamente import<Jntes. Cualquiera qut: sea el método usado para determinar los <Jjus!t.'s del virador, se recomienda que una "1<1bla de ajustes'' íSeccicín5.7 ..J) sen uti!izw.la para dibujar y \'isualizar el virador en relación con las mazas del molino. EL perlil de la superflcie superior del virador puede ser determinado por varios métodos, pero los dos criterios mús comúnmente empleados son: L El llenado de libra deseado sobre el centro del virador (usualmente 55 S} a 60 e;~ de aquel en la nhertum de alimentación), o:

2. Ajustando la puma o "nariz" (frente superior del perfil) del virador sobre la intersección de

una línea dibujada con un ángulo (usualrnente !]"a l.f") respecto a los centros de las mazas canera y superior y desde el diámetro medio de la maza cañera (es decir a la mitad de! rnyado).

~ualc!uiera

qu.e sea el m.étodo empleado, la parte del VIrador se d 1buja entonces con un ra~ dJO rTP ¡gua/ a la distancia de la nnriz del virador al centro de /.a maza superior. Sin embargo el centro de est.e radro se desplaza para proveer un "barrido" q.ue dJverg: de 4% a 5 (;;..a lo largo del virador. Por ejemplo, sr la superficie del virador liene Un' 1

S~!peno.r

g~tud de .:1-0~ .

d

[)n~

mm, la distancia de la superficie del VIrador deb::uo de la maza superior debe incrementarse en 4.5 % de 400 mm == 18 mm desde la nariz hasta la cola del virador (Figura 5.17). El perlll de In na.riz del vi.rador es redondeado "a ~jo" para pro~ P?rcJOnar resistencia a las puntas de los dientes del Virador.

Una hol~ura del .JO a 15 mm se debe dejar entre la cola del Virador (''tacón") y la punta del rayado la maza b.agacera para dejar espacio que permita el drenaJe de jugo y cambios en los ajustes. Walkers ltd. recomienda una revisión adi.cional ~ara la nlimentaci6n de la maza bagacera. donde el angulo /3 definido sobre la laccín del virador y la línea de la maza superior debe ser

d~

Otro método adicional - o para verilkar los:

;:~justes del método de proporciones- es mediante el

ángulo del nip (o üngulo de alimentacicín). L!eliniJn como el üngulo, medido sobre el centro de la maw respectiva, entre el primer punto de contacto de la alimentación y la línea que pasa por el centro de/~ maza opuesta (a en Figura 5.1 ). El müximo
Fi~ura 5.J7: Ajustes para el virador

5 Molienda de caña

152

5.7.7

5.8.1 l mbibición

Optimización de los ajustes del molino en la práctica

Debido a la gran diversidad de molinos. calidades de caña. tasas de imbibición y condiciones de operación, no existen ajustes universales óptimos para los molinos, tolvas o viradores. La información presentada en esta sección se debe tomar solamente como una guía para determinar ajustes iníciales. La única manera de establecer los ajustes óptimos para un molino en particular es: Configurar el molino y registrar los ajustes; Medir y registrar el desempeño del molino (extracción individual de los molinos o humedad del bagazo a la salida); Observar y decidir posibles mejoramientos (ej. si la maza superior no Ilota suficientemente, intentar mayor razón entre ;_~justes cañera 1 bagacera o ampliar la tolva Dollllelly): Reconfigurar el molino y registrar los nuevos ajustes: Medir y registrar el nuevo desempeño; EfeclUar posteriores ;_~justes con base en el desempeño y observaciones registrados: registrar cambios Ue ajustes, registrar nuevo desempeño; Repetir. Este procedimiento es tedioso. pero no existe ningún atajo más corto. La inversión de tiempo se justifica por la recompensa potencial de lograr mayor extracción y menor humedad del bagazo.

5.8

Imbibición y aspectos relacionados

5.8.1

Imbibición

CmHfúrd (1970) dió a conocer los resultados Ue experimentos de extrw.::ci6n de jugo en el Instituto de Investigaciones de Azúcar SRI (Australia) que demuestran claramente la relación entre el "mujadu" y la extracción. Un molino piloto fue acondicionado para operar b'\jo condiciones de carga hidrüulica constante. El bagazo se alimentó al molino variando dos factores: llujo de fibra y ··mojado". El mojado del material alimentado se definió como jugo S'o fibra. donde se toma como ·-.¡ugo" al líquido exprimible total (es decir excluyendo agua libre de Brix). El !iujo de fibra fue variado entre 7 .O y 11.0 kg/min. mientras que el

. , Estos rcsulwdos son cmTobomdos por expe··, ·•• t ricas· e! .. tnojado" Uel bagazo (jUe se ·ncwsc! 1•1 1 ·· . · . · . ne , .1,. ctnk¡uicr mohno en parllcular no es alecdescarg.J u... ' . . . . .' · ilic· tivamcntc por la cant1dad ele Jmbibtcion wJosJgn •1 _ , . . • 1., Insta LJLIC se alcanzan el hm1te de drenaJe ap!Icm•. •· . ., . ,,]inn.- De ahí se_ llene que la. exlracciOn global de 1 m continuad inercmcntamlose a medida que se aumenta la imbibición. aunque e.on un retorn~.quc decrece pro..-rcsívamcnte como se dustra en la hgura 5.19. ::: En Ja práctica. la extracción de trenes de molinos se incremen!a rüpidamentc con el aumento de la tasa Jc imhibici<Jn hasw al menos 150-280 % llbra. A partir de este morn~nt_o la :es puesta ~o mi enza a ~e­ dinar. ;lllnque contmuan s1endo pos¡bJcs ganancws sianitlcativas de extracción hasta aproximadamente 35'0 IJ(- fibra. Wienesc ( !990) utilizó una combinación de un modelo de extmcción con datos reales de molienda. para gralicar las extracciones de sacarosa v sólidos disueltos (Brix) vs. lmbihicüJn % fibra ~a;a el tren del ingenio Gledhow en IYS9 (Figura 5.19). Esto ilustra la relación típica donde el retorno es decreciente. El drenaje de Jns molinos puede constituir el factor Jimitantc para procesar bagazo más "mojado'·, lo que se ha manifestado en frecuentes experiencias donde elevados valores de imbibición conducen a mayor contenido de humedad en bagazo. Sin embargo. es müs probable que la lasa de imbibición esté limitada por restricciones en otras partes de la fábrica tales como clarificadores, evaporadores o calderas !incluyendo el balance de combustible).

UIC!O~J.

90

Contenido de constante

85 -¿,'(

e w o

~

""

residual fibra

so 75

w

~

e o

70

~

65

8 60 5

}oo

250 3oo 350 400 450 Jugo en la alimentación en g/100 g de fibra

Figura 5.18: Extracción Jc jugo vs. Mojado de la alimentación

mojado de la alimentación varió entre 115 y 445 gde jugo por l 00 g de fibra. Luego de un gran número de pruebas, se encontró que el contenido de jugo residual en el bagazo luego de la molienda era prácticamente constante, sin importar cll~ujo de libra o el mojado de la alimentación inicial (Figura 5.18). La extracción alcanzada fue por lo tanto una fun· ción directa del jugo exprimible S'r1 libra en la alimen·

E!npus de aplicación. La adición de un porcentaje de agua de imbibición adelante de cada unidad de molienda es a veces denominada "imbibición simple". La Jiferencia de Brix entre la imbibición

153

Y el jugo en el bagazo alimentado se maximiza con esta práctica. pero la cantidad de agua que puede aplicarse por etapa de extracción es restringida severamente. Por esta razón, la gra11 mayoría de fúhricas aplica toda la imbibición adelante del último molino, como se muestra en la Figura 5.:20. Esto resulta en un jugo del molino !inal de bajo Brix. el cual se aplica entonces adelante del penúltimo molino. etc. El jugo del segundo molino se combina con el del primer molino. formando lo que se conoce como jugo diluido y que se envía a elaboración para su posterior procesamiento. Este sistema se conoce como "imbibición compuesta". Se ha demostrado claramente que los beneficios de mayores volúmenes de mojado mediante imbibiciém compuesta sobrepasan ampliamente a menores beneficios por mayor diferencia de Brix con imbibición simple. La curva en la Figura 5.19 represema la respuesta típica de extracción usando imbibición compuesta.

Configuraciones para la imbibición compuesta. La Figura 5.20 represema el diagrama de llujo en un tren de molinos típico con cinco unidades de molienda e imbibición compuesta. En el diagrama, M¡ es la alimentación lota] al molino i. Ji es ;¡jugo extraído en el molino i y B¡ es la caña/bagazo que se descarga del molino i. El jugo de los molinos 1 y 2 (J 1 y .11) se cierne a través de mallas para remover las libras que han sido arrastradas con el jugo. El jugo ya cernido se envía adelante como jugo diluido para continuar el proceso fabril. La fibra removida se retorna con alao de jugo remanente como bagacillo ·'cush-cush". L~s implicaciones de este retorno de libra serün discutidas en la Sección 5.R.2.

e

o e

o

8 e

3

801 75~----------------------~~c

o

50

100 150 200 250 300 350 400 Imbibición en kg/1 00 kg fibra

Figura 5.19: Dependencia de la cxtracciOn de sacarm;a Y de stílidos disueltos en la imbibición J((. fibra. para el tr~n de 6 molinos en Gledhnw, SurMrica

Figura 5.20: Diagrama de llujo de un tren de mnlinns con imbibicitin compuesta

Ncferencia.rpd¡;. 171

5 Molienda de caña

154

La conllguración con el bagacillo wsh-cush retornando en la entrada del molino 1 es el sistema müs comúnmente empleado. El hagacillo puede ser retornado a la alimentación de caña del molino 1, con un beneficio de extracción, pero esto no es permisible cuando el anülisis de jugo del molino 1 (Jl) se usa para propósitos de pago de caña. Muchas fábricas filtran el jugo que sale de cada molino con mallas, frecuentemente utilizando un sólo conductor separador de cush-cush con fondo de malla ("músico") que retorna el bagacillo de todos los molinos sobre la alimentación del 2o molino. Esta práctica no es recomendable, dado que el retorno de material con bajo contenido de Brix de los últimos molinos al frente del tren va en detrimento de la extracción e incrementa la carga de libra sobre todos los molinos situados a continuación del punto de retorno, La inrormación del tren de molinos típico de la Figura 5,20 ha sido insertada en un modelo de

5.8.1 Imbibición

balance de molinos, cuyos resultad,c~s se presentun en la Tabla 5,6, El modelo se corno considerunúo una molienda de 100 toneladas de caña por hora \1' manera que prácticamente todos los tonelajes -, sen tan el9l} respecto al flujo de caña, También se h¡¡r¡ incluido otros datos de entrada en esta tabla, La cantidad de libra que sale con el jugo de caú¡¡ molino está determinada por la "eficiencia de sep¡¡. ración'' del molino. definida como la razón entre l¡¡ fibra que sale en bagazo 1 fibra que entra al molino. Para la eficiencia de separación, se emplea un V
.

Distribución de la imbibición. Es importan. te que la imbibición se aplique tan uniforml'rnente como sea posible sobre el flujo de bagazo, El agua de imbibición puede distribuirse utilizando boquillas de rociado ó spray, pero estas se bloquean cuandn se tienen sólidos presentes. En el mercado se hallan

v·¡rios distribuidores tipo ventilador o ,r. 15. pom.1J 1,.,,,. p·rr· • J::.¡ distribución de jugo con contcnic.:.~

boS'J(1e ~ ' ' 1 re ·'fibra qut: provienL: de los molinos, • ·u ¡Jode . . rl' . . Es también unportame Jstn 1m1r e 1 1tqUJ o de . ibidón a través de la altura del colchón de bagaun 1J·\[nunns sistemas ·mtcntan mycctar · • b'b' " 1 un 1 JCJOn a zo.r : :- - . , , , ., rTtedJda l[lle este se expande a la sa!Jda del b:~ga,. 1 ' - . ·no de casos aplicando [ mo 1 precedente, en la mayona • •• .H!l b'[¡ickín antes n Jespues de la separacton del rasl paJor sobre [a maza bagacera. csperan~o que ocurra cierto madadn dd bagazo seco y mo.J
Je extraer que aquel que ya se encontraba embebido en la cafitL Como resultado de esto, el Brix del jugo extraído por un molino es generalmente más bajo que el Brix del jugo residual libre que queJa en el bagazo que se descarga del molino. aunque el agua libre de Brix del bagazo reduzca el Brix total en los análisis. Esto dio lugar al concepto de eficiencia de imbibición, que se deline como el Brix del jugo extraído 1 Brix del jugo residual. Debido a las razones discutidas previamente. la eficiencia de imbibición es normalmente < 100 q). Sin embargo, de no contar con imbibición antes del primer molino, el Brix del jugo extraído en esta unidad es mayor que aquel del jugo que queda en el bagazo (debido al a2:ua libre de Brix), dundo una eficiencia de imbibició~n > 100 1/b. Como ejemplo, en la Tabla 5.6 bibición del primer molino es jugo extraído es 19.5 % caña, pero si el agua libre de

Tabla 5.6: Balance típico de un tándem de 5 mnlinns Información b:ísica 100.0

Caña alimentada en tlh Contenido de fibra en caña en t;;--.

15Jl0

Pureza del jugo en caña en

Cnntenidn de sólidos disueltos ( Brix) en cuña. en q,

l6JJO

Pure7a del jugo en bagazn en %

2HO

Imbibición q, tlbra Agua libre de Brix

1 ;;-.

Contenido Je tlbra del bagudllo cush-cush en

1 }

:\lulinu..J

J'VIolinn 2

i\lnlino 1 Eficiencia de imbibición en

~;-(,

Etidcnda de separación Jc fibra en %

27.00

!1bra

MolinoS

Imbibi-

1 ;;-.

J03.C

fibra en t/h Sr11idos disueltos en t/h

Sacarosa en t/h

Bri~

en bagaw en g/ l 00 g

Sacarosa en bagazo en g/100 g Agua en bagazo en g/100 g ExlnH.:ción de Brix por mn!inn en

<';(

Extracción de Brix (acumulativo) en

1

;~

Extracción Je sacarosa (acumulativo) en r-;-;.

9.7

6.5

2.5

56.0

58.0

53.0

50.0

69.3

ól.7

55.-1

47.2

69.3

75.5

92.0

95.H

70.2

76.5

93.2

97.0

J.J

155

Mulla

respectivos jugo lihre son 19,S r;-r:, y 19.7 Si-. respectivamente. Murry y Ho!t (1967) introdujeron un coeficiente de imbibición f]Jmh para describir la no idealidad del mezclado. que se dellne como la extracción alcanzada en la unidad de molienda expresada como fracción de la extracción que hubiera sido alcanzada si todo el jugo en el bagazo alimentado al molino (bagazo y líquido de imbibición) estuvieran mezclados uniformemente. El estudio y la caractcrizaci6n del coeficiente de imhibici6n han sido difíciles, incluso en el molino experimental de la Universidad de Queensland. Se encontró que los valores prdcticos varían desde aproximadamente 1.05 en el primer molino, reduciéndose progresivamente a lo largo del tren de molinos hasta aproximadamente 0,5 en el último moJi~ no. En el balance mostrado en la Tabla 5.6. las cifras varían desde

Re/('fl-'llcia.\· {IIÍg. 171

15ó

5 Molienda de <.:uña

1.04 hasta 0.63. Los principales factores que influyen sobre los coeficientes de imbibición parecen ser ( l'ml der Poe/ el al. 199H:373 ): Nivel de imbibición- mayor imbibición, menor coeficiente; Brix de la imbibición- mayor Brix. mayor coeficiente: Temperatura de la imbibición- mayor temperatura, mayor coeficiente; Posición a lo largo del tren de molinos- últimos molinos, menor coefidentc.

Temperatura de la imbibición. Se ha debatido ampliamente sobre la mejor temperatura para el agua de imbibición, sin llegar a alcanzar una conclusión unánime. Los partidarios de la imbibición fría (temperatura ambiente hasta 50 [)C) argumentan mejor alimentación. Ciertas ceras de la caña se funden o "derriten" a aproximadamente 60 oc y hacen que el bagazo sea más resbaloso. Sin embargo, las técnicas modernas para dar mgosidad a las mazas son capaces de superur este problema. Honig ( !953) ulinmí que "la imbibición en caliente trae ventajas definitivas para la eficiencia de extracción de azúcar de los molinos''. Probablemente la mayoría de ingenieros se identifica con esta visión. pero el mejoramiento obtenido con agua caliente (>50 °C) es en general muy pequeño como para ser determinado claramente. Hmtig reportó además que experimentos en Java mostraron que agua de imbibición entre H5 y 95 "C no extn\io ninguna cantidad de cera adicional que agua a 28 "C. Los benellcios concretos (cuando se usan aguas dulces) son una mejor calidad del agua (virtualmente lihre de impurezas), mejoramiento de la ellciencia térmica y reducción de la temperatura de los enuentes de la fábrica.

Bombeo de imbibición. Algunas instalaciones usan conductores separadores de cush-cush con fondo perforado para remover la llbru de la imbibición antes de su hmnbeo a la etapa siguiente. Sin embargo. una soluci6n más simple para esta tarea es el uso de bombas inatascables de impulsor abierto. Estas pueden ser del tipo de inducción de vortex, que son inellcientes pero confiables. Las bombas de imhibici¡in usualmente trabajan bajo condiciones de "ronquido". aiTastrandn aire con el líquido para prevenir aglomeraciones de fibra manteniendo un bajo nivel en el tanque de succilín.

5.8.2

5.8.4 Reciclado de jugo

Implicaciones del cush-cush en~~ jugo extraído

La libra no se extrae solamente con el jugo " elaboración tomado desde el primer y segundo IJJ~: linos. sino en cada unidad de molienda. \Vienese ( 1994) reportó mediciones de fibra en el jugo extraído de Jos molinos de un tren de 7 molinos que varían entre 1.6 % y 4.5 % en masa. Con una fibra r;;, caña de 14.4% e imbibición 300 Sf} libra, la fibra extraída varía entre 7.6% y 15.3% del flujo total ele libra procesado por el molino correspondiente. Estos ni. veles son significativos y probablemente típieus para muchos trenes de molinos. En la Figura 5.20 se puede apreciar que la libra en el jugo extraído del molino i es retornada udeiante del molino (i- 1). Por ejemplo. si en este tren se tuviese presente sólo libra en el jugo extraído del molino 4 (es decir en 14) y a una tasa de 1.5 Uh, entonces habrían 1.5 t/h mús de libra en cada uno de rvl3. 03 y M4. La fibra que ·'cae'' del molino 4 es entonces recirculada u través del molino precedente y en !a abertura de entrada del mismo molino. Algunas consecuencias de esto son: Kent (200 1) ha señalado que, con una configuración de un tren como la que se muestra en !a Figura 5.20. el retorno de bagacillo desde las mallas puede resultar en una carga de libra en el segundo molino que es aproximadamente JO r;¡:, mayor que en el primer molino, de manera que el segundo molino representa el cuello d~ botella para la capacidad del tren. Los datos del balance del tren presentados en la Tabla 5.6 muestran que con un contenido de flbra razona· blemente nonnal de 10.5 % fibra saliendo en el jugo de cada molino (el promedio encontrado por Wienese 1994), el molino No. 2 tiene que procesar aproximadamente 24 (;f} más libra que el total en caña. El efecto de esla recirculación de libra a partir de aquí se reduce a lo largo Jel tren. También se puede apreciar en la Tabla 5.6. que el jugo total al molino 2 es sustancialmente mayor que en cualquier otro molino. explicando porque la humedad del bagazo de este molino e~ usualmente la mayor de todas. La temía convencional de molienda discutida ~n la Sección 5.2 y las fórmulas de ajustes discuti· das en la Sección 5. 7.1 suponen que el !lujo Je llbra a través de las aberturas de entrada y salid:! es el promedio del liujo de libra procesado glo-

balmente por el tren. Esto no es correcto por dos razones: _ Como se explicó anterionnente y se muestra en la Tabla 5.6. el flujo de libra que entra a cada molino a In largo del tren es diferente _ <Jproximadamente en 25 % entre los molinos 1 y 2. _ La mayoría de la libra en el jugo extraído escapa entre las mazas cai'íera y bagacera. Por lo tantn. dentro de cada molino, el flujo de libra a tmvés de la abertura de la bagacera es menor que a través de la abertura de la cañera por un factor de aproximadamente: ( 1 - Eticiencia de separación) - usualmente alrededor de 1O íJ(l. Al medir la reabsorción de un molino, generalmente se asume que el flujo de libra a través de la aberwra de trabajo de la maza bagacera es igual al prornedio del tlujo de fibra procesado globalmente por el tren. Sin embargo, el flujo de libra real es generalmente mayor a este deb.ido a la rccircul
5.8.3

Maceración y transportadores para n1aceración

La maceración es una forma particular de ¡¡ _ bibición n ~~ _ que ha sido definida por ]a ISSCT (A non. 19. ::!): 1~) como "'el pmceso en el cual el bagazo es sumergido en un exceso de agua o jugo, generalr:l~nte a elevada temperatura". Esta temperatura es l!plc<~mente alrededor de 75-80 "C. En algunas ini.lustnas. el termino maceración se utiliza incorrectamente en lugar de imbibición.

~ 11 avance en la aplicación efectiva de limitadas cantuJades de imbibición fue el uso de "transporta-

Uorcs tle lllaceraci6n". El concepto se orininó con elh· tmnsportador de maceració 11 Nob 1 1" .· .. e en . a va, que .asido Uti!Jzado parliculannente en Australia y Fiyi

wn buenos resultados (Kerr 1954, Crawf(_¡n/ 1970). Est · · os comprenden transportadores tipo arrastre ~~~e s.on largos y lentos, en Jos cuales se utiliza recit!amJento para proveer una sección de "b· • · Jú" ano munva·.:l ..en la cual el bagazo se sumerge totalmente . ~s Sdturado. El líquido del baño usualmente se ~~~~;nta hasta una temperatura de aprnximad~mente e para hacer penneables a las células que no han

157

sido rotus Y promover la extracción de sacarosa. El tiempo de retención en el transpmiador es de hasta 1O minutos. En 1965 el ingenio Kalamia en Australia llevó este proceso un poco más adelante introduciendo un conductor final muy largo (varios minutos de retención) y va~ias apli~acione.s consecutivas de líquido con decreciente Bnx. siendo la última el anua de ¡111 _ bibicüín. El líquido de algunas de las etap~ se drenó a ~ra:é: de la base perforada del transportador. El pnnc1p1o de lixiviación global fue por lo tanto similar al que se utiliza en los difusores de caña.

5.8.4

Reciclado de jugo

. ~~ l_a_ mayoría de fübricas, la cantidad de agua de JmbJb!cJon total que puede ser aplicada estü limitada por la capacidad de Jos evaporadores. ]a capacidad d~ las calderas y/o por el balance de combustible. S1 la tasa de imbibición está restringida, por ejemplo a menos de 300 0} fibra, es posible obtener un beneficio por un reciclado de jugo para incrementar el "mojado" de la alimentación de los molinos. Esta práctica ha sido utilizada para incrementar la extracción en algunos molinos de Australia y Suráfrica _y probablemente tambié11 en otras partes del mundo. . Con excepción del primer molino. generalmente el _¡ug~> de la primera etapa durante la extracción (ej. del alimentador forzado en un molino con alimentación forzada o desde la cuarta maza en un molino de cuatro mazas) tiene menor Brix que e] promedio del mo~ino. Es posible entonces obtener un mayor b~nefic!O cuando este jugo puede ser separado y reCJC~udo corno maceración adicional del molino. El r~c1clndo usualmente se puede llevar hasta la saturaCIÓn del material de alimentación, que es un mojado de 500% a 600 (;;;fibra, luego de lo cual no es Posible obtener ningún beneficio.

5.8.5

Extracción a baja presión

. El desarrollo más reciente en esta direcci6n ha s1do aquel de la "extracción a baja presi6n'' reportaJo por B/wgat y Jad/w¡• ( 1999). El proceso se basa sobre un concepto propuesto por Leibig ( 1989). La planta comprende una serie de transportadores ]argos de maceración combinados con dispositivos de extracción a b<\ia presión. En Vighnahar SSK de la

Nt:{en.•ncius púg. f 7 ¡

India. se utilizan ''molinos ligeros"" comprendidos por dos pares de mazas cada uno. que se encuentran conectados por un chute de alimentación. Las mazas de compresión superiores tienen un diámetro de 1300 mm con barras chevron, mientras que las mazas de ahajo tienen un diámetro de 1.000 mm y son perforadas para facilitar el drenaje del jugo. La compresión hidráulica aplicada es pequeña y la demanda de potencia para cada par de mazas es menor de 3 (kW · h)ll 1 ~ El dispositivo está diseñado para

separar el líquido "fácil de extraer'' del bagazo. sin

reducir la humedad hasta el punto que se alcanza con la molienda normal. El bagazo pasa luego al siguiente transportador, donde es sumergido en líquido de bajo Brix de manera tradicional a contra-corriente. El secado final del bagazo se logra con un molino convencional de elevada compresión. que proporciona bagazo con humedad apropiada para usarlo como combustible de calderas. Plantas de este tipo han sido instaladas en Brusil, Méjico y la India. Se ha reportado que son capa~.:es de alcanzar una extraccilm a~.:eptablc usando menos de una tercera parte de la potencia requerida por un tandem de molinos. Sin embargo, pocos datos se han publicado sobre su desempeño y parece que hay un considerable potencial de desarrollo futuro.

5.8.6

5.9.2 Chevrons

5 Molienda de caña

15H

Drenaje de molinos

En el proceso de molienda es necesario drenar elevados volúmenes de líquido úesde el colchón de bagazo. Esto no es fiícil de lograr. dado que el co\ch6n se torna altamente compm:to y casi impermeable en la exprimida llnal a la salida del molino. Como se discutió en la teoría de molienda, la falla de no drenar en forma adecuada en este punto conduce a reabsorci6n y a pérdidas. En adición a esto. mayores tasas de imbibición incrementan la extracción. pero también incrementan el volumen que se debe drenar en cada molino. Existen varias medidas para mejorar el drenaje de los molinos. dependiendo de las manifestaciones particulares del problema. Por ejemplo. si en un molino de cuatro mazas alimentado con una tolva Donnclly se tiene jugo excesivo inundando el úrea por encima de las mazas alimentadora (cuarta) y superior, se debe: Cerrar la tolva Donnclly de 50 mm a 70 mm en cada lado lo que proporciona paso para el drenaje del jugo dentro de las bridas del molino.

Alternativamente, se pueden utilizar mazas periores sin bridas a los lados. Esto tarnbién porciona paso a los lados para el drenaje. Se pueden montar placas sellantes sobre la superior para prevenir que el jugo pase . esta maza hasta la descarga de bagazo. Otras medidas que mejoran el drenaje dentro molino incluyen: Mejoramiento de rugosidad superficial; Ángulo de rayado más fino; Ranuras 1\rfesschaerl: Ma7.as Lotus.

5.9

'<JS

Alimentación de mu1lill1Gs

Preparación superficial de ' n1azas

La rugosidad superficial úe las mazas del es un factor crítico para lograr una buena ' tación, minimizar el deslizamiento y minilni;•urlai rcahson:iún. El materia! especilkado para molinos solía trudicionalmente un "hierro fundido de grano i to''. que mantiene una superficie rugosa que favorece la alimentación del . Posteriormente. se desarrollaron varias técmcas soldaúura superficial y hoy se prefiere usar para cascos de maza materiales de grano más Ji no. de yor resistencia y más adecuad:1s para soldadura. El primer avance significativo ocmTió con empleo de soldadura de arco de carbono. Esta

.

.

un ,treo . . _rlo tanto ampollas de carhur.o de lue1~ro duras. L~s ;::: . ollas sobreviven durante c1crto pe nodo, pero h1 p 1, "" .tesinte!!n!ll v arrastran con ellas pct¡ucnarm'!llt;·~"u- . : . l _ • 'lfi"S de la superl!t:Ie de la maza, eroswnandu n'h P• .... e ,'per¡·,¡ u·•e! diente e in<.:rementando la velocidad de

La teoría de molienda discutida hasta este asume "no patinamiento". lo que no es práctica. La alimentación es uno de los 1 i, tos más críticos para la capacidad y la extrac<.:iún molino. Como se discuti6 anteriormeme, los ¡ del molino y el rayado de las mazas son n para la alimentacilm. Algunos otros aspectos a · siderar sobre este tópico son: Condición superllcial de las mazas; Uso de chevrons; "Empujadores''; Tolvas Donnelly; Sistemas de alimentación forzada; Sistemas de alimentación forzada dentados.

5.9.1

uru~sos d~ carbono conectados a una

" dectrou · "'

za_ .. d, soldadura de corn~nte lilrecta para crear mn:~~H~~~ .. ~t;bn: la superficie de la maza, formando

dcsl!aste de la maza. ' ~Una ticnica mucho mejor resultó del desarrollo de electrodos para arco con t:ontenido elevado de cromo. La soldadura cpn estos electrodos úeposita una matriz austcnítica de carburos de cromo sobre la maza. Esta tiene una buena rugosidad superficial y elevada resistencia al desgaste y al impacto, con ~na dureza Rockwdl C de aproximadamente 58. El cromo adernüs resiste la corrosión. Por lo tanto esta ¡écnica mantiene el perlil de los dientes y prolonga fa vida de las mazas. Avances posteriores han pennitido evolucionar ¡11s técnicas para el depósito de materiales incluso 1mís duros y durables. tales como son los depósitos de carburo de wngsteno. Un sistema ampliamente utilizado en Suramérica y Centroamérica es el del ''pico'' detalladu. donde se aplica soldadura dura exdusívamente sobre la cresta de los dientes, dejando a los flancos suaves. La soldadura se aplica usualmente a lo largo de aproximadamente 25-50 mm desde la punta del diente. ucumulando en el borde superior tle 6-10 mm por encima del diente. El borde superiores a veces construido con diferentes orientaciones. Estas pn:icticas son generalmente costosas, pero los usuarios justilican este costo por la prolongaciém de la vida útil de las mazas y el mejoramiento del desempeño del molino.

5,9.2

Chevrons

los chcvrons son muescas que se cortan sobre

_!aparte superior de los dientes de maza para favorecer la alimentación del bagazo a través del molino.

1

E:;s~ ~e disponen simétricamente a lo largo de la }:ler!lena de la maza, usualmente apartadas entre 200 ~m Y300 mm. Los chcvrons se usan generalmente -~-b maza cailera y pueden también ser utilizados tpJa nnz·1 · . , -·<, ' ·' supcnor, pero no hay razón para utili~.arlos en 1" , 11agacera, ·'uonde el bagazo llega ~ : '"' 11l.!Za ~l!carnente ..alimentado a presión" desde ·la maza -...er:t

159

El chcvron tiene la forma de una V desigual. con una cara radial (o i11cluso como gandm hacia adelante) que acarrea al bagazo. Esta; usualmente se cortan con una profundidad de aproximadamente una tercera parte de la altura del diente y con una longitud mayor a tres veces la altura del diente. Para evitar enganches con el virador o raspador, los chrevrons se escalonan con un pa[rón helicoidal simple o doble a lo largo del casco, inclinündo.sc aproximaúamcnte 100 respecto a la línea central del eje de la maza. Con una moderna preparación fina de caña y buena rugosidad en las mazas. estos grandes chevron son de dudosa utilidad. Una alternativa que es tan diciente como los cbevrons y que evita la gran área de baja compresión y la pérdida de material de maza. es cortar ranuras de aproximadamente 8 mm de espesor y 20 mm de profundidad transversalmente a lo largo de la superficie de las mazas. Estas ranuras se cortan con un paLnín helicoidal similar al de los chevrons, pero más cercanas - de 150 mm a 200 mm aparte. Dunnel!y ( l 961) recomendó utilizar ranuras con un paso de 50 mm a lo largo de la periferia úe la maza. pero esta cifra parece excesiva con las técnicas modernas para dar mgosidad .superficial. Las ranuras pueden ser maquinadas o cortadas manualmente con una amoladora radial.

5.9.3

Empujadores alimentadores

Los '·empujadores" son dispositivos mednicos diseñados para forzar la alimentación de bagazo a los molinos. Estos se conducen utilizando ~n accionamiento excént!ico y tienen acci(Jn altemativa, Uebido a lo cual introúucen discontinuidad en un proceso que es por lo demüs continuo. Los empujadores tienden a tener una elevada demanda de m;ntenimienw. Algunos empujadores se encuentran aún en servicio, pero debido a sus obvias dclicicncias este sistema hu sido en general abandonado en favor de las tolvas Donnc/!y y los sistemas continuos de alimentacitln forzada.

5.9.4

Tolvas de alimentación Donnelly

Donne!ly ( 1958. 1961 ) observ6 que el ángulo de la placa alimentadora de bagazo en los molinos tiene un importante efecto sobre la presión y por

I?Lfen.'rtcia.\· pdg. 171

1611

5.9.5 Sistemas de alimentación forzada

5 Molienda de caña

5.9.5

Figura 5.21: Cuarta maza para dirigir !a alimentación desde una tolva /Jrmndly

p::::!f'o

Tolva

consiguiente sobre el agarre por fricción de! bagazo sobre la maza cañera. Para tolvas de igual longitud, la presión se duplica cuando el úngulo de alimentación se incrementa de 45° a 90". Una vez que el úngulo de alimentación se incrementa por arriba de 55°. el extremo superior de la tolva necesita ser cubierto pura contener al bagazo, lo que dio origen entonces a las "tolvas ccrrmlas Douuelly". A medida que la tolva se inclina, el ángulo de aproximación sohrc la maza cañera se torna más perpendicular y no permite lograr una buena alimentaciún, por lo cual se requiere que un rodillo alimentador o cuarta maza sean adicionados para desviar el bagazo sobre la abertura de entrada. Esto se muestra esquemáticamente en la Figura 5.21 y el ensamble de un molino complelO de cuatro masas con tolva Dmme!ly se muestra en la Figura 5.22. Con el objetivo de asegurar que la tolva cerrada Domzelly no impida por si misma el descenso del flujo de bagazo al molino, la amplitud entre las paredes trasera y frontal de la tolva deberán ser ligeramente divergentes. Usualmente se encuentra que una divergencia de aproximadamente 20 mm por metro de longitud de tolva es sullcicnte para una buena operación. Con caña finamente preparada. es incluso posible lograr que la tolva sea convergente al fondo entre 300 y 500 mm sobre su longitud. En algunos casos se utiliza el <1;juste de la amplitud de la tolva para controlar la tasa de alimentación 1 torque en las mazas de los molinos y en sistemas de alimentación forzada. Se anota que la amplitud de la tolva Donnelly es un componente importante parad desempeño de los molinos y tiene un valor óptimo que es particular para cada molino. La posición de alimentación sobre la mazas es también importante. El diseño de la

Placa posterior ajustable Placas

nanz

tolva debení entonces permitir ajustes de amplitud, lo que usualmente se logra situando orificios cspa. ciados sobre las placas laterales. La presión generada en la base de una <mvauo,"nelly vertical (y por Jo tanto la densidad de la al<me¡¡.¡¡,¡ tación) es una función de la altura de la tolva y investigación se ha encontrado que está dada siguiente relación:

Figura 5.22: rvlulino de cuatro mazas cnn una wlva 11efly montada (Cortesía de Fletcher Smithl

-(1-llcllll'h)

(5.37)

161

Sistemas de alimentación forzada

El CSR de Australia desarrolló los primeros sistemas de alimentación forlada a mediados de 1930. Jondc: Estos comprendían dos mazas, de menor tamafío presiún en kPa. . ~~e['¡ enlumna de bagazo en rn. P pero con rayado convencional. localizadas frente al f¡ ¡¡ 1wr..l u ' punto de alimentación normal de la abertura entre factor dcpcnJiL'ntc de la preparación y posición Po las mazas superior y cafíera de un molino de tres del molino. mazas. La descarga de las mazas de alimentación forzada era "raspada'' mientras se encontraba aún Corno esta rclaci
t?t:fáendas plig. 171

lfí2

5 Molienda de caña

el diámetro de las mazas se ha incrementado hasta igualar e incluso superar al diámetro de las mazas del molino, con la frecuencia de rotación reducida COITespondientemente. Desde principios de 1980, la

5.1 0.1 Tamaño y capacidad individual de un molino

sistema de alimentación mds la potencia . u da por el molino. Estas cifras están de acuerdo , valores esperados según Walkers para sistemas alimentación forzada bajo operación normal.

mayoría de alimentadores forzados que se han instalado cuentan con accionamiento independiente, empleándose un motor hidráulico o eléctrico de velocidad variable. Esto permite controlar la velocidad del sistema de alimentación forzada de manera tal que se limita al torque en sus mazas y/o se limita la presión generada en el chute. Varios dispositivos para medir la presión o la deftcxión en las paredes del chute de alimentación forzada han sido desan·oJiados, los cuales pueden ser utilizados para controlar la velocidad del alimentador forzado. aunque más comúnmente se utilizan sólo como señales de alarma. Las mediciones directas de torque utilizando medidores de deformación eléctricos (strain gages) instalados sobre los ejes cuadrados o m:cionamientos de molinos también se han utilizudo parn controlar la velocidad del sistema de alimentación forzuda o para controlar la caña alimentada sobre el sistema de alimentación forzada mediante el ajuste de la amplitud a la sulida de la tolva de alimentación (Jacklin y Jenkins 1981, Paddock y Farre!l 19H7). Por haber sido diseñados para alimentar la entrada de molinos de tres mazas. los sistemas de alimentación forzada usualmente se montun con sus ejes inclinados aproximadamente 40" sobre la horizontal. La forma usual de alimentación es con una tolva Donnelly bien erguida. Al igual que con los molinos de tres mazas. esto presenta un problema con respecto al ángulo de alimentación, de manera que frecuentemente es utilizado un rodillo adicional o ''tercera" maza para desviar la alimentación. La Figura j.23 muestra la configuración típica de una tolva Donnelly en un sistema de alimentación forzadu con maza alimentudora. La potencia consumida por un sistema de alimentación forzada depende de muchos factores. particularmente de las proporciones entre aberturas y la condición superficial de las mazas del molino y del alimentador. De presentarse cualquier falla mecánica (ej. ángulo o <.~uste de la placa nariz, divergencia del chute). el consumo de potencia se puede incrementar dramáticamente. Wienese ( 19H7) midió la potencia consumida por el sistema de alimentación forzada en tres molinos Surafricanos. encontrando entre un 2j %y 40 c;f, de la pntem:ia combinada del

5.9.6

Sistemas de alimentación da dentados

Los alimentadores dentados (spikcy) son variación del concepto de alimentador forzado

J

a"' "u""''"

ginal ~ también introducidos por CSR, de 1960. El diseño fue posteriormente licenciado Polymex y a Fletcher Smith. La diferencia ¡. de los alimentadores forzados dentados est:í en el seño de las mazas.

En principio, las mazas alimentadoras~"''"'""""''' tienen fom1a de cilindros suuves a través de longitud se distribuye una serie de anillos renciales desde los cuales emergen grandes triangulares o "spikes'' (altura aproximada HO (Opcionalmente, la consu·ucción puede ser de

" ·¡dos y espaciadores). Los anillos se distribuyen

Jr,;nt, , 1, mente sobre las dos mazas, de manera ·"'~a!on<~(,l

. . . , . . put.:·J·¡n encarar bten. Los d1entes estan m' • que el. -~ · .. lo lan.w de cada maw de fonna que no teTC'l auos ,1 .' .' _ ., ten simultáneamente (Figura j.24). se t!~~~;'~rincipales venl<\jas de este diseño sobre los • , con mazas rayadas son: .qstenl•L5 . .. . ., ·· Los dientes proporcionan. a 1tmentacJOn. posltlva, de manera que no se reqmere dar rugos1dad a las • ,., ni uti!i;:ar elevadas tolvas de alimentación JIJ.I.<•5 •~

5.10.1 Tamaño y capacidad individual de un molino

~st'JS

(los dientes son prote~i~ns con ;.ecubri~~lientos duros para ganar durab1hdad, no agarre ). Las placas nariz del chute del alimentador se asientan bien sobre la superficie suave entre los anillos de dientes con holguras que permiten el paso de los dientes, minimizando por lo tanto la frkci6n (potencia consumida) y el desgaste de ]as placas narices. El ajuste de las paredes del chute es menos frecuente que con alimentadores fon:adns rayados. _ Estos tienen la reputación de consumir aproximadamente 10% menos potencia que los alimentadores rorzados convencionales para un mismo dcsempeilo. La principal desventaja del diseño es que carece de Jos espacios para drenaje de jugo que son obtenidos con el rayado convencional de mazas.

5.10 Capacidad de molienda La capacidad de un molino es un parámetro sub,·:.jetivo. Con mayores aberturas y/o incrementando ,la velocidad. es posible aumentar la capacidad de : ... TilOIHenda. pero obteniendo una menor extracción. extraccitín a su vez es afectada por muchos otros :facl'ilres - preparación, imbibición, condición del cte. El nivel aceptable de extracción depende muchas circunstancias, tales como: Costo y capacidad de udquisición de equipo adicional: Duración de la zafra - zafras largas brindan un mayor retorno sobre la misma inversión; Arreglo del pago de caña y precio del azúcar. que determinan el retorno financiero del azúcar udidnnal. Figum 5.24: Sistema dentado de Polymcx ~ Fletcher Smith

163

discusión sobre capacidad debe entonces estu, . dentro del contexto propio de cada in.genio en flantcular.

Como se muestra en la ecuación (j.9), la capacidad de un molino ,¡¡e está dada por: (5.9)

En la Sección 5.2.9, se mostró que cosa es pnícticamente constante, determinado por el ángulo de fricción. En la Sección 5.2.10, se estableció que h =d. En la Sección j,3.3, se explicó que 1 =: 1 d (aproximadamente) por razones prácticas. Velocidad superficial 11 =: 1t · d · 11. La relación de capacidad por lo tanto se puede expresar como:

(5.38) Es decir

Para una velocidad superficial constante de las mazas, la capacidad es proporcional a cF: Para una frecuencia de rotación constante, la capacidad es proporcional a d 3• La capacidad absoluta de un molino depende de muchos factores, tales como: La configuración del molino, las dimensiones, el número y la velocidad de las mazas, los sistemas de alimentación y la potencia del accionamiento. El estado del molino: Los ajustes, la rugosidad superficial de los cascos de maza. Jos chevrons, el rayado. el drenaje y los cilindros hidráulicos. La calidad del material alimentado: conlenido de fibra, calülad de la fibra, grado de preparación, contenido de jugo, posición a lo largo del tren. Como ha sido indicado en el modelo de molienda, la capacidad de procesamiento de caña para cierto molino con determinados ajustes y desempeño de extracción, es en esencial inversamente proporcional al contenido de llbra en caña. Control de personul y operacional: constante o inte1mitente 1 variable. La meta de extracción 1 humedad en bagazo: la tusa de procesamiento puede ser incrementadu a costo de una menor extracción 1 mayor humedad en bagazo. Una guía útil para la capacidad real es el g:ráflco producido por Walkers Ltd. de Australia, que determina

NL'ji-rcllcias púg. 171

5.1 0.4 Velocidad de molinos

5 Molienda de caña

164

-~,. 1 estas respo 1 u.... · · prcgumas. se propone una

'

20000

Pmll · _ ,,,,· ón que. rara trenes de 4 a 7 molinos, · Je re'1 . .

19000 17000 16000 ro

15000

'"l':l

14000

-es

13000

~ 12000 e

~ 11000

-§

10000

E

9000

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15 u

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:,} u

;;til1P. , •1 su westo de un jugo resJdual % fibra oxUihl t: - 1 ¡¡pr' , después de cada etapa de molienda (como cánstnn 1e . . . ' . to determinó Cra\1:/olll 1Y70).

donde: capacidad de molienda en por hora; contenido de fihra en g/1 00 g caña; H'f.C coe!iciente Je preparación: e l.lOcon bajo PI, !.22 con buen PI; velocidad de rotación en s- 1; 11 número de mazas en el tren; N diámetro de las mazas en m; d longitud de las mazas en m. 1

18000

8000 7000

¡.;:=: l()O-(. ~~'r.c 1N

donde: . _ contenido de libra. g/1 00 g cuna; mímero de molinos: constante del tren (aproximadamente 1.6).

(

Hugnt ( 1986:323) también propone una

para extracciiÍn que toma en consideración el mero de mazas, afirmando que la extracción está representada aproximadamente por:

6000 5000 4000 3000

E= 100-70/ N

2000 1000 6 5 4 2 3 Velocidad de las mazas en min- 1

7

Figura 5,25: Capacidad nominal máxima de los molinos Walkers

(5.411¡

Esta fórmula asume un contenido de 12.5 g/100 g caña (es decir como en la extraeción reducida) y fue derivada partiendo de datos cos de varios trenes de molinos en donde la de unidades eran de 3 o 4 mazas.

5.10.3 Número de unidades de DlfllietJda la "máxima capacidad nominal de molienda" de sus molinos (Figura 5.25). La información se basa en caña limpia de 12.5 g libra/lOO g caña y un tren de cuatro o cinco molinos. Se anota que las dimensiones estándar de los molinos Wulkers cumplen con la norma Je l = 1 · d.

5.10.2 Capacidad de un tren de molinos Los múltiples factores que tienen efecto sobre la capacidad individual de un molino aplican igualmente sobre la capacidad de un tren. Sin embargo. ha sido demostrado que para un desempeño de extracción adecuado, la capacidad de un tren de molinos con suficiente potencia de accionamiento es una función del volumen de sus mazas. Existen varias fórmulas empíricas, las cuales reconocen en su mayoría que la capacidad está determinada por el flujo de fibra y no por el flujo de caña. Probablemente la de mayor aceptación es aquella presentada por Hugol (1986:191):

(5.41)

La capacidad de molienda de un tren terminada por el tamaño de sus molinos m:ls por el número de molinos. El número Je tiene mayor influencia sobre el potencial de tracción del tren. Las fórmulas de Hugot para capacidad de cesamiento (ecuación 5.39) y extracción (e<:uación; 5.40) toman en consideración el número total mazas y por lo tanto, pura molinos de un""''"'"'' particular. toman prácticamente en cuenta a la gitud del tren. Sin emban.!o, estas fórmulas i ~l efecto de etapas de imbibición adicionales la extracción. Cuatro molinos de 6 mazas no so11 equivalentes a seis molinos de 4 mazas. Los problemas más comunes con respecto longitud de un tren son: ¿Que mejoramiento se puede esperar al en una unidad de molienda adicional'! ¿Como se compara el desempeño de este de 5 molinos con aquel de un tren de 6 nos'?

La constante del tren e está determinada por las múltiples variables que afectan la extracción real (incluyendo ntírnero Y tamaño de mazas por molino, wsa de imbibición. condición superficial de cascos de maza, etc.). Para decisiones o comparaciones con re.ípecto a un tren existente, su valor puede ser de!erminado a partir de la información de desempeño reaL Ejemplo: Un tren con cinco molinos alcanza una extracción de 95.5% con 14% libra en caña: 95.5 = lOO- e· 14.0/5 De donde: e = 1.61 para el tren. Usando este valor. se puede estimar la extracción potencial cuando un molino sea saltado o "puenteado" como: E, 100-1.61- 14.0/4 94.37% Con la adici6n de un 6" molino Eó 96 ..14 c;f:,. Si la libra incrementa hasta 15 % con los 5 molinos, la extracción se reducirá: E 15 ,, 100-1.61- 15.0/5 95.17%.

Hugot ( 19~6:123) sugiere que la pérdida de sacarosa en bagazo es proporcional a la (N) enésima míz de la sacarosa en caña• es· decir = ,,,se !IN· Este · tnnccpto se puede incorporar con una fúr~~Uia alternativa a aquella en la ecuación (5.41 ): Eo11JIJ-c'

~nde

e'

ON (

~~'s.c )

(5.42)

es la constante del tren (diferente a la e

Mterior). Tomando el ejemplo anterior, para un tren de 5 que logra una extracción de 95.5 é;(, y asuahora. 13.0 % de sacarosa en caña:

165

95.5 De donde: Entonces:

E,

E,,

100-c' · (13.0) 115 = 2.694 para el tren. 100-2.694 · (13.0)<15 94.88% y, 95.87 '7c.

Debe tenerse en cuenta que las constantes en ambas fórmulas tienen una base empírica. La segunda ecuación (5.42), basada en la hipótesis de Hugot muestra cambios mucho más reducidos en la respuesta al número de molinos que la primera (ecuación 5.41 ). Moor (1974) reportó mediciones de extracción bajo diferentes condiciones sobre un tren de siete molinos con y sin "puentear" a uno de los molinos. Los resultados fueron más sensitivos Ü'ente al número de molinos que incluso lo que se implica en la ecuación (5.41) tal como se muestra en la Tabla 5. 7. En generaL los cambios en extracción predichos por la relación de Hugot parecen ser improbablemente pequeños y se recomienda el uso de la ecuación (5.41 ).

Tahht 5.7: Exlracción en t;;} operando con tí y con 7 uni-

dades de molienda No. de molinos

Sin dcslibradora

Desfibradora liviana

Deslibradora pesada

6

~ 1.6

7

~4.7

93.3 95.6

96.2

~4.4

5.10.4 Velocidad de molinos Existen dos tendencias diferentes de opinión entre ingenieros azucareros y fabricantes de molinos. La escuela de "alta velocidad" pretiere velocidades de maza entre 5-7 mür- 1 (velocidad superllcial Lle 15-20 m/min), mientras que la escuela de "baja velocidad" recomienda no sobrepasar 3.5 min- 1 (velocidad superficial de 9-12 m/min). Las vent;_\jas de altas velocidades son: Mayor capacidad de molienda para determinado tamaño de molino (= velocidad superficial); Para determinado consumo de potencia, menores torques en la transmisión, en los acoples y en las mazas del molino.

Ht1'ereurias pdg. 171

166

5 Molienda de caña

5.11

Las ventajas de bajus velocidades son: Mejores características de alimentacic'in; Se facilita el drenaje; Mayores presiones efectivas; Mayor extracción (Munro 1964 demostró experimentalmente que, dejando todo lo demás igual. la extracción se reduce al incrementar la velocidad). En la Sección 5.2.8 se mostró que para una alimentación positiva, el ángulo de fricción~ debe ser mayor que el ángulo de alimentación a, donde tan J3 = ~L. el coeficiente de friCL:ión. M un)' ( 1960b) encontró que ¡1 varía e un la velocidad superficial ~de la maza como se muestra en la Tabla 5.8, en la cual se adicionan los correspondientes ángulos de alimentación máximos. A medida que se incrementa la velocidad, la alimentación tendrá que ser más estrecha. Mun:v y Holt ( 1967:66) describieron la tendencia de la máxima presión sobre la caña con respecto con cambios en la velocidad super!kial a una razón de compresión constante. La presión cae cuando la velocidad se incrementa. Esto se puede esperar, dado que el factor de reabsorción incrementa a medida que la velocidad aumenta y el plano de máxima presión mostrado en la Figura 5.3 se aleja progresivamente delante del plano axial. La carga aplicada por los cilindros hidráulicos se distribuye sobre un área más grande con menor intensidad. Hugot (1986: 180), con el posterior respaldo de Cullen y McKay ( 1992). sugiere un límite máximo para la velocidad de las mazas de aproximadamente 18 a 22 m/min. En la práctica, el límite está determinado por el deslizamiento y la resistencia al flujo del drenaje de jugo. de Boer ( 1972) señaló que mazas de mayor diámetro tienen menor tasa de compresión y permiten operar a mayores velocidades superficiales que con mazas más pequeñas. Un buen drenaje y superficies rugosas también permiten velocidades más altas, principios que han sido confirmados con los resultados obtenidos en los molinos de dos mazas con diámetro grande (Batstone et al. 2001 ).

5.11.1 Tasa de molienda y otros controles del molino

Control de molinos

5.11.1 Tasa de molienda y otros les del molino !la y extracción es importante ¡ molienda estables, sin vacios en la alimentación súbitos cambios de velocidad en los molinos. Suministro estable. El primer punto que debe abordar es lograr una tasa de al"imeJJ1la,ciü nt!i caña estable a la estación de preparadúnblemente por la alimentación de la últimu de preparación. Las alternativas para lograr discutieron en la Sección 3.5.5. 1

Control de la tasa de molienda. Es controlar la alimentación de un molino uitllill·;""~· una "placa Asesiua" suspendida sobre una ! que es abierta arriba e inclinada con un ,·,,,5 ,,,,"'' apropiado (usualmente 55 o a 60o de la horiZ
velocidad

Coeficiente de fricción )-l Ángulo de alimentación má.xirno a

no; Operación Jc conductores intermedios a velocidad tija para alimentar todos los molinos sirruientes: Controlando la velocidad de calla molino sirruiente para conservar un nivel constante en la ~.Jlva de alimentación. Este sistema es simple, efectivo y ampliamente lllillzudo.

Automatizndón completa del molino. La in¡roJucción desde comienzos de 1980 de accionamlentos independientes para mazas de molinos y vent;:~jas: los nuevos desarrollos en control electrónico han Es impreciso/inconsistente, dado que ;jbierto nuevas posibilidades para una automatidel ángulo de reposo Je la caña a·!11iJrlentada, l],ui.\11. urión del molino mucho más extensa. Autores taJes como Forre// et al. (1995) (sistema de cones variable. El control depende de que la placa ;hesina trol conceptual), Wesener et al. (2002) (controles en Proserpine. Queensland) y Kenl el al. (2004) mueva hacia arriba o abajo. lo que varía la zón de la alimentación. Como se mostró {runtro!cs en varias fábricas, incluyendo Harwood j'Rucky Point. NSW) han descrito Jos desarrollos rionnente con la teoría de molienda. para quier par de mazas existe una razün de ajusrejq;¡; k!us controles Jc molinos. de alimentación óptima. la cual con una Estos artículos presentan la descripción, Jos Asesina móvil se puede lograr de Y los problemas de varias estrategias de 1! donde el sistema más apropiado depende rnitente en el mejor de los casos. las circunstancias particulares. La mayoría de La alimentación se controla mucho mejor con artículos cubren molinos con sistemas de aliempleo de tolvas cerradas tipo Dmmefly. nivcl de caña se mide con sensores de ! forzaUa, pero Jos principios se pueden en general para molinos de cuatro mazas vidad o capacitancia. En la siguiente la cuarta maza alimentadora es accionada asume este tipo Je configuración.

Tahlu 5.8: Coeficien\C de fricción y máximo ;ingulo de ulimentación en función de la

Velocidad superficial de la muza 11 en m/ min

de Jos límites posibles, la capacidad de de molino con determinados ajustes es . 11 aht:!l{' v__ 1' -,,nal a !a vt:lncidad del molino. Siempre y porct . pro -·!contenido de fl bra en caña sea razonabled!!Jflí1o t: ' »nte con··-~ 1'stente, la lasa de molienda de un tren " ill• -111¡s 1Jucde ser controlada mediante; dcmo 1t • • • • A"uste de la veloctdad del pnmer molmo de a:uerdo con el /lujo de fibra requerido; Uso del nivel de caña en la tolva del primer molino para incrementar o reUucir la velocidad de todos !os conductores previos al primer moJi-

pen lrll

.

3

10

t5

21

0.40 21.8

0.36 19.8

0.32

17.7

0.28 15.6

variables de proceso medidas para el siscontrol pueden incluir típicamente una seentre: de caña alimentada, medida con medidode flujo másico del tipo más apropiado; ':<.ro,, .. ,. de accionamiento, medidos con me dide deformación (strain gauges); presión

167

de toberas de las turbinas, torque de motor eléctrico de velocidad variable VSD, o la presión de trabajo de accionamientos hidráulicos; El nivel en la tolva de alimentación de los molinos, medida mediante conductividad, capacitancia o por otro medio; Flotación de la maza superior, medida con instrumentos adecuados; Velocidad de las mazas. medida directamente o a partir del accionamiento; Flujo de imbibición. Para alcanzar los objetivos Je control, estas variables son utilizadas para efectuar ajustes sobre: Velocidad de los conductores (usualmente sello antes del primer molino); Amplitud de la tolva de alimentación o Llel alerón de constricción en su descarga; Velocidad de las mazas del sistema de alimentación forzada o del molino; Razón entre las velocidades del alimentador forzado y el molino y/o entre la (cuarta) maza alimentadora y el molino; Control del flujo de imbibición. Es obvio que para este sistema de variables y parámetros controlables es posible encontrar diversas opciones de controL Algunas recomendaciones generales -probablemente obvias, pero descuidadas a menudo - para la especificación de un sistema que sea operacional son: Identificar y enfocarse sobre los principales objetivos de la planta correspondiente (ej. ¿Capacidad o extracción? ¿Minimizar uso de agua? ¿,Restricciones tales como potencia de accionamiento de molinos?); Dejar lugar para tener suficiente flexibilidad (ej. variaciones de capacidad para ajustarse a suministro de caña estacional, variación del flujo de imbibición dependiendo del balance de combustibles); Seleccionar entradas de control que puedan ser medidas confiablcmente (ej. velocidades de rotación, torques ele accionamientos eléctricos y niveles en tolvas de alimentación son preferibles a hacerlos con la presión en el chute de alimentación forzada o la notación del molino); Reconocer los requerimientos de soporte para la automatización - destrezas de instrumentación, etc. ¡No complicar en exceso!

Rc:fi.•rcnciax piÍg. 171

5 Molienda de caña

168

temporalmente la imbibición del siguiente mientras que se efectúa el muestreo. Los registros y gráficos de las humedades bagazo usualmente proporcionan una anticipada de cualquier problema. Un ejemplo de utilidad de este simple tipo de gráficos es tado en la Figura 5.26, cubriendo las primeras semanas de una zafra. En el gráfico de llumedadec mostrado, el pobre desempeño inicial molino fue rectificado luego de la tercera ¡¡ En el molino No. 3 se empezó a desarrollar un blema durante la semana 11 - posiblemente por virador. hidráulicos del molino, control del nivel la tolva u otra causa. El contenido de humedud en bagazo a la salida de este molino se incrementü :i observar una tendencia conmensurada con lns O!ros molinos. El problema fue solucionado luego de 1¡¡ semana 12. Desafortunadamente los análisis co,nven·cionalo para humedad del bagazo en el laboratorio son diosos. Por esta razón, algunos ingenieros · 1 1 en grállcas de poi o Brix del jugo extraído en cada

5.11.2 Pruebas de rutina para los molinos Una extracción consistentemente buena sólo puede lograrse con un monitoreo regular del desempeño del molino, conduciendo a ajustes en la medida que sean necesarios. Algunas fábricas determinan la extracción individual de cada molino, pero esto es ciertamente oneroso. Usualmente es posible tener suficiente información sobre el desempeño de los molinos con base en el monitoreo de las tendencias de humedad individual de los bagazos. Se recomienda. como mínimo, tomar suficientes muestras representativas en la descarga de cada molino para compilar y graficar promedios semanales de las cifras de humedad del bagazo de cada unidad de molienda. Para tener datos confiables, las muestras deben tomarse a todo lo ancho y sobre toda la profundidad de la descarga, además de ser luego sub-muestreadas para el análisis. Además, puede requerirse detener

(3'2.

e

5.11.3 Flotación del molino y presiones hidráulicas

65

--'-- 1r molino ___..__ 2do molino _.,______ 3r molino ~ 4omolmo ___..__ So molino

ru

8o 60 ~

o

~

-¡¡¡

55

1.11-uo del tren {Figura 5.27, para el misffioJinoa 1() -,_o: , eriodo/. ¡na ~'í!OS análisis son nuí~ rá~idos, por lo cual se obtener datos mas !recuentemente, pero 11-ueden . . d' " :r . nediciones no proporcHlnan una m ICacJon 1 • d'lVI'd ua 1 de ca J a m o 1'1110, "''"' m .. cl'l de·1 Ú''SCilliJcño .. , """ d' .1feLtadas por la calidad de caña inicial y la "'••""tnn .• imbibición. En la curva de Bnx mostrada, 1 wsa (e • • ~ robJemas de los molmos no son obvios de re!1~ p·er- cualquier. extracción de Brix reducida está conoc . . , scarada pan:Jalmente por mayores dllucmnes. 1 enm•· · do ·mcremento de 1a 1m · b'1b1· Sin embargo, un empma-

°'

_

.

~i6n a partir de la semana 9 se ve retlejado en el jugo rlc ¡05 molinos 2 a 5. Es recomenduble por lo tanto medir de forma rutinaria las hume Jades de los bagazos, ya que estas ayudaran a diagnosticar problemas. Para un análisis ~;ís prnfunUo del desempeño del molino, se recomiendan los métodos adoptados por Ellllres ( 1987) para Jos molinos de 4 mazas del ingenio Gledhow. Estos involucran adicionalmente la medición de parámetros tales corno la razón de compactación en la !.nmucera y los factores de reabsorción, así como su us~ para el Jiagn<ístico de problemas específicos.

5.11.3 Flotación del molino y presiones hidráulicas

169

cuidado de considerar la holgura en reposo que se deja entre el guijo y el cojinete. El hecho de que la maza superior "flote" no significa necesariamente que las compresiones en las mazas cañera y bagacera sean tal como se pretende. Puede ocurrir que gran parte del levantamiento de la maza superior sea causado desde la maza cañera o desde la maza bagacera- o incluso desde el virador. Estas posibilidades se pueden investigar únicamente mediante el ajuste de las aberturas del molino y percibiendo los cambios del desempeño. Las presiones individuales de los hidráulicos del molino también deben ser medidas y registradas. Las presiones adecuadas dependerán de las especificaciones particulares del equipo, pero se anota que para la mayoría de molinos la presión sobre el lado de los piñones se debe mantener a un mayor nivel (usualmente alrededor de 7-10 %) que en el lado opuesto. Esto es necesario para contrarrestar las fuerzas de separación por reacciones en los piñones del molino. Al menos un fabricante de molinos utiliza pistones hidráulicos de mayor diámetro en el lado de los piñones para tomar en cuenta este efecto, pero la mayoría prefiere el beneficio de la estandarización y se fundamenta en el uso de presiones distintas.

5.11.4 Operación de los molinos

~ ~

"ru

~

50

Como se discuti<í en la Sección 5.3, la maza superior flotante hace posible mantener presión sobre la caña con el máximo nivel permisible para el equipn. Si la maza superior no Ilota, es probable que el bagazo no este siendo exprimido de manera óptima. Por esta raz(Ín, varios dispositivos han sido desarrollados para indicar y preferiblemente también registrar la flotación del molino. Dado que esta fto!adón normalmente varía sólo entre 5 y 11: mm, los dispositivos usualmente proporcionan una amplificación de la señal de forma mecánica o por otro medio.

E I

o

45

o

2

3

4

5

6

8 7 Semana No.

9

10

11

12

13

14

1S

Figura 5.26: Registro semanal de humedad de los bagazos

20 18 16 14 12 X ~ 10 8

1r molino ___..__ 2do molino -'-'··-~ 3r molino -<----- 4o molino _..,___ So rnolmo --.a,.....-

6 4 ~

2

o

o

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Semana No.

Figura 5.27: Registro semanal de los valores de Brix de los jugos

11

12

13

14

15

La medici<ín más directa es utilizando un sensor m~ntüdo sobre el eje de la maza superior o sobre la bnda de la maza (siempre que sea verdaderamente: _t~ncéntrica). Sin embargo, estas superficies son ;nonles Y están sobre áreas contaminadas. Por esta IT!Zón muchos ingenieros prefieren medir el levanta) de la mitad de arriba de la chumac~ra de la del molino. En este caso, debe tenerse

Los factores que afectan el desempeño de los molinos incluyen aspectos físicos tales como la calidad de caña, la preparación, el número de molinos, el tamaño y potencia de los molinos, los ajustes de los molinos, la imbibición, la alimentación y el control de los molinos. Uno de los factores más importantes es la calidad. entrenamiento, diligencia y motivación del personal úel molino. Esle aspecto crítico de la molienda puede tener tanto efecto sobre el desempeño como la maquinaria. Es sólo a través de la gente que todo el potencial del equipamienlo y la tecnología pueden ser alcanzados. Los ingenieros de molinos efectivos visitan diariamente la plataforma de los molinos, se ensucian las manos y "conocen la música y lírica de los molinos". Estos tocan, observan, escuchan y entienden a los molinos. Pacientemente optimizan los ajustes y son además capaces de comunicarse, entrenar y motivar a su personal operativo.

l?cferencia.'i' 11tig. 171

170

5 Molienda de caña

S./1.4 Implicaciones en el pago tic cai'ia 171

5.12 5.12.1

Pérdidas de sacarosa a lo largo del molino Pérdidas físicas

Una administración pobre y un manejo descuidado pueden resultar en pérdidas de sacarosa muy significativas en el tren de molinos. El derramamiento de jugo, las fugas en los tubos, canales y bombas glándula, el lavado sin cuidado y el mezclado del jugo con la lubricación de las mazas o sistemas de enfriamiento, son obviamente pérdidas físicas de sacarosa que necesitan ser prevenidas mediante una observación cuidadosa y atención detallada. El contenido de sacarosa en todos los drenajes del área de molinos Jebe ser monitoreado regularmente.

5.12.2 Pérdidas por destrucción de sacarosa Menos obvias que las pérdidas físicas, pero a menudo mayores, son las pérdidas por destrucción de sacarosa dentro del proceso de molienda. La destrucción ocurre en tres formas: inversión acida, inversión enzimática e infección microbiológica. En un tren que no se limpia y desinfecta adecuadamente. las pérdidas pueden alcanzar 2 % de la sacarosa total en caña. En una planta bien manejada, las pérdidas se deben reducir hasta aproximadamente la mitad de esta cifra (Hugot 1986:326).

Inversión ácida envuelve la inversión química de sacarosa en fructosa y glucosa bajo condiciones ácidas. La tasa de inversión se incrementa a menor pH y con mayores niveles ele temperatura. Incluso con el pH natural del jugo de caña del orden de 5.5, una revisión de la Sección 25.4 muestra que la cantidad de inversión es despreciable bajo las temperaturas de molienda. Inversión enzirnática resulta a partir de proteínas, principalmente invertasa, que actLía como catalizador para promover la inversión de sacarosa. La inverta.sa puede encontrarse presente naturalmente en la caña o .ser producida por el Sacc!wromyce.\· sp. y se inactiva a temperaturas por encima de aproximadamente 65 oc. Los productos son fructosa y

glucosa, que no se cristalizan y por lo tanto<·<>f)l] recuperables como azúcar. Por ·eLcontrario tuyen no-sacarosas melasigénicas ' la cantidad de mielllnal y por lo tanto la sacarosa en mieles.

Infección microbiana es causada por cic . microorganismos. rcsaltándose la especie L. rtc'lt tuca. nos/oc, que destruyen a la sacarosa pan ¡·,,, • ' 111ar un_a ~an~dad tded pr~ductos de ~11to pe_s1~ molecuJar, prmc1pa men e ex ranas, mamto Y acJdns oru[tn¡.

1

&e ácido Jt.íctico se encuentran uctivas. Mackmrv ct aL (/98-1-) '!' ~Jlros. han establecido que cada p;lrlc Je lícido Jactrco tormado equivale a aproximadamente oclw partes de sacarosa pérdida en el tren Je molinos, donde est_a razón es dependiente de la remperurura y. otros tacto. res. Como medida para ¡ ctJ/lfrol opemcwna ' un mvel de ácido láctico m aror que 300 a ..J(~O mg/kg DS en el jugo mezclado · · ¡ ¡ · indicun.J que u HgiCne Y desinfección del jugo son inudecuadas y que se requiere tomar acciones co-

5.12.4 lmplicaciones en el pago de caña La mayoría de industrias de caña de , , "

re~~lften las utilidades totales del aztícar eJ ;'zulcar

camcu/t ( ., l re os . - ores porcmn de cultivadores) y la fábrica (porcJO~l -~e procesador). Dependiendo del sistema de medJcwn V pauo de caña las ,_ d"d del tr el, - . o , " per 1 as a lo largo . ~~ e mo/mos_?ueden cargarse sobre los cultiV
rrecrivas. Si _el pago de caña se basa scílo en el peso d b · e. c·ma o el cos. Estos productos son melasigénicos y a!g~nor P:_1ra controlar estas pérdidas. el primer paso ·, • 1 ,1n1es d < 1 1. peso . com inado con el anál 1·,.. se arrastran durante todo el proceso azucarero has¡¡¡ esencwl es un la\'ado concienzudo y reo u! p ,e, n~o '_nc_l ~eJ. sonda mecánica o core samplcr), 1 • c1 E t · t 1 · . . . e ar. revee azucar cn1 o. s os mcremen an a V!Scosidnd v niro hmpwr cualqmer charco de juno estancad E las pcrdJdds de sacarosa no medidas ,. , 1 1 dlt ·uOargo pueden afectar seriamente procesos posteriores¡;. ;;ndu turno limpiar. ~on vapor satu;.¡do de esc:;e ~ e ren se cargan a la f;.íbrica. les como la cristalización, la filtración y la remo. 1~¡por o en~ agua caliente. todas las áreas accesibles Si, ~1, pago de caña se hace por "balance de ción de color, incluso cuando se encuentran prcsen- dt: !os molmos que están en contacto e . m.ts,t , donde la sacarosa total se mide como 1· t'd d . on e 1 JUno. [es en pequenas can 1 a es. Prestar purllcular atención a ¡,s mall"s d . · 0 sacarosa en jugo mezclado m·'. · as 1·d sacarosa en" "Dil 1 (1977) ' , ,. . '"'' '"'" e JUgo, al 1 Jlll")' et a. encontro que las infccciude: J.¡s curenas y a los canales de jugo. En -~<~~-~zo (p_osiblemente en combinación con el nes microbianas- particularmente debiJo al crcci. paradas de mantenimiento 1,·nlpi."r . . . n~l~s~s ~el Jugo de primera extracción), enton. d L 1 ' ... mmUCIOS<Jmtento e eucmwstoc - son usua mente la mavm ¡¡¡~nle estas y otras áreas potenchles d, t . ces las perdidas se cargan a los cultivadores causa de destrucción de sacarosa (> 60 q._ en:,."' ·, ¡ ' " e con a m¡~ Independientemente del método de repa ,: ·."~ ~JCJOO 1a .es como 1os extremos de ¡.. . b)E d·r·· . · usmazas,as 1 si 1· . r ICIOO, prue as . ~n caso e m eccton severa, es posible de JUgo, canales y tanques de succión de , as, ganancms ~or venta de azúcar se comparpercibir olores desagradables Y apreciar crecimienbombas. [dcalmente se debe ¡ • n ·. . ten, tanto los cultivadores CoJno !· ¡··b . , 11 pw.r con vapor , • . 75 nc J gica de sacarosa en los molinos incluyen el etanol un~l o do: minuto~. A·l~unos molinu~:n~~l~~ (producido por levaduras tales como SocciJ(Jrom_r· ''~ihunuej¡rs de ¡uno canal><· d · x . o • e,, e JUgo y tanques de . . ces sp.) y ácidos orgánicos, particularmente fórmide cobre lo cual · ¡ ·b Ueferencias lll 11 e e 1 crecnmento del ' co. acético y láctico, que bajan el pH, aumentan la !:tucmws 10 , ... Anon. (1955): S}• 1 f . , s cm 0 c;me sugur factory control. 2ml Ed demanda de cal para la neutralización y conducen a L·¡desinf' · · Soc. Sug.Jr Cane Tedmol B · ¡. . A . ~ · 1nt. .. , .. . cccw. n q.uunica utilizando bactericidas Anon (19H-¡ ., n~ l<~nc. ustmlm. 21 : 1.ahomJory munual for SouJh \( · ser muy 1 incrementos de las pérdidas en miel final. • ., . e e:tJva. Existen varios productos ries, im:luding thc ofliciul mcJhods :Jrd t~~n ~ugar ~i-tcJo­ nolngisJs As> Mt E¡ . b ·'· · r. Sugar lech?l.spombles, utilizando compuestos ta/Jhagm .1..1.; .kufÍt~; 1 . t ~ccm.Il e, Natal, SoUJh A frica. Jen vados halógenos (blanqueadores) forr . . • ·· 1· (l999). Low prc\surc c.xtracJion tcchnol gy nr.JUJcc cxtraction ~;m lndian cxpericncc. Proc 1 t S o5.12.3 1\tledición y control de la des~ i·:cJJchiclo.s:. c:1~1pue~tos de azufre, tiocarham;~os Y Sugar Canc Tcchnnl. 23, \1Jl. l. 246~254 . n. oc. 11ufl·lon1• lJ B . Ji. R 1 · trucción de sacarosa , . , J,.d~.: <~mon¡o cuaternario C·¡d· . . J .•, uu ... ; EJ·ans 11./J.; t\litc/wfl G E ("'OOJ)· D . · '
:1

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1

1

proach(Pa11sl Jlandlll) 1 S 359-3tí5. . • . lll.' ugar J.

le m<¡ ernap-

n. 291-298, 327~334,

171

5 Molienda de caña

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6

DIFUSIÓN DE CAÑA

Se tienen varios artículos sobre difusores de caña que fueron instalados antes de 1900 en dife·rcnrcs paises. Inicialmente se utilizaron difusores diScontinuos o tipo 'batch', mús sin embargo, como ·lo señaló Prinw.•¡¡ Geerligs (1909), el proceso de la difusión "hasta ese momento no había logrado encontrar aprobación en general y en la mayoría de casos había resultado ser un fracaso total". En Egipto se utilizó un sistema discontinuo de i:lifusión de cafia que logró operar por más de 50 años (Tanwwi 1965 ). pero luego de la instalación de los primeros difusores continuos para caña a principios d~ JY60. todos los difusores posteriores Dan sido operados como sistemas continuos sólido/ líquido en contracorriente. Los primeros diseños i_:·livolucinnaron a partir de los difusores para remoe im:luso el nombre de difusor proviene de la · ..· '"''"''":mia rcnwlnchera, y por ello la terminología no 'e.'i realmente apropiada dentro del contexto de cximcción del jugo de la caña. Los difusores han sido rüpidamente adoptados ., énvarius regiones desde los años 1970s, panicularal sur dd Á frica, donde más del 90 % de la ' se procesa utilizando esta tecnología. Sin cmla molienda es aún el proceso de extracción an'
sin utilizar un primer molino adelante, fue ensayada inicialmente en Hawaii (Pay11e 1968). Con los difusores de caña se han alcanzado consistentemente mayores extracciones que con trenes de molinos. La introducción gradual de la difusión en Suráfrica ha sido la principal razón de un progresivo incremento en la cxtmcción (Rein \999). donde el promedio alcanzado por la industria estú cerca de un 9S %.

6.1

Teoría

6.1.1

Mecanismo de la extracción

La extracción de sacarosa a partir de la remolacha se ha efectuado siempre por medio del proceso de difusión. En este proceso las moléculas disueltas en soluciones de diferente concentración se difunden debido al gradiente de concentración hasta que se logra alcanzar el equilibrio. Para el caso de remolacha sumergida en agua, la sacarosa que se encuentra contenida dentro de las células se difunde a través de las parceles celulares. que han sido desnaturalizadas por calentamiento, hacia el líquido de extracción. Para acelerar este proceso la remolacha se corta en finas rebanadas de pocos milímetros de espesor, las cuales se bañan con agua o con un jugo de menor concentración de sacarosa que el jugo contenido en las células de remolacha. Cuando se alcanza el equilibrio, las rebanadas de remolacha son separadas y el tratamiento se repite nuevamente hasta que la mayoría de la sacarosa haya sido extraída. El engorroso proceso disconti-

Rc.fáem·ias ¡nig.103

176

6 Difusión de cuña

6.1.3 Densidad de empaquetamiento de la flbra

nuo ha sido reemplazado por un proceso de extrae~ ción continuo en contracorriente. que utiliza equipos relativamente simples y tiene una baja demanda

6.1.2

de energía. A medida que se efectúa la extracción,

Pruebas de laboratorio y en una planta bilotn mostraron claramente que una preparación m'as intensa de la caña permite que el jugo con contCnido de sacarosa sea más accesible al líquido extractor minimizando la cantidad de sacarosa que tiene qu~ ' ser extraída por el mecanismo de difusión lentu (Rein 1971 ). No es sorprendente que la preparación de caña sea la variable más importante que afecta la extracción. En primera instancia la planta de extracción debe ser diseñada para procesar caila hien preparada. La relación entre el tamaño del difusor y la tasa de procesamiento de caña tiene un efecto irnpor. tante sobre la extracción, la cual tiende a ser mayor a medida que se incrementa el tiempo que !a caña permanece dentro del difusor. El tamaño del difusor se mide en términos del área del fondo de malla para determinada altura del colchón de caña o del volumen total que es ocupado por el colch6n de caña. Relacionando estos parámetros con ]¡¡tasa de procesamiento se puede obtener el tiempo de residencia del difusor, que es una variable fundamental de gran importancia. El ílujo volumétrico \¡e se relaciona con la tasa de procesamiento en término~ de fibra utilizando la densidad aparente de la tlbra

el gradiente de concentración disminuye y la concentración de sustancias no-sacarosas en el extracto se incrementa. El jugo de los difusores de remolacha tiene una mayor pureza que el jugo contenido originalmente en las células de la remolacha. Las diferencias entre la difusión de caña y de remolacha giran en torno a diferencias significa-

tivas entre los materiales procesados. Debido a la naturaleza de la remolacha, esta puede ser convenientemente cortada en finas y largas rebanadas, mientras que los ¡Ji fusores de caña sólo comenzaron a ser exitosos luego de que fuera posible alcanzar una preparación de caña adecuada para el proceso de difusión. Una preparación de caña apropiada para la difusión implica que la mayoría de las células portadoras de azúcar sean rotas o abiertas, logrando así que el jugo de la caña esté disponible al líquido extractor. El proceso de extracción por difusión de caña se puede modelar como dos procesos de transferencia de masa en paralelo (Rein 1971). El primero es rápido Y representa la extracción del azúcar de las células rotas a través de las superficies de las partículas, donde la tasa de transferencia está determinada principal mente por la velocidad con que el flujo líquido atraviesa las partículas. El segundo proceso de transferencia de masa es mucho más lento. representando la transferencia de azúcar a partir de células que no han sido rotas o células al interior de las partículas. En este caso la tasa de transferencia depende de la temperatura, que afecta la tasa de difusión. Se ha encontrado que la razón entre los coeficientes de los dos procesos bajo condiciones de mezclado total es del orden de 100. Bajo las condiciones encontradas en columnas de lecho empacado, el grado de contacto entre sólidos y líquidos no es igual de bueno y esta razón es más baja, acercándose a 50 (Rei11 1972). En columnas de lecho empacado, una velocidad del jugo elevada promueve la tasa de transferencia y además mejora el contacto con las partículas, reduciendo así la proporción de jugo que tiene que ser extraída mediante el proceso de difusión lento. Dado que esta razón es elevada, el incremento en la cantidad de azúcar que puede ser extraída mediante el proceso rápido es muy significativo.

Variables que afectan a la extrae. ción '.•

en elwlchón Pn.F: (6.1)

Es conveniente considerar a la tasa de procesamiento en términos del flujo de fibra 1i1F, que es independiente de la cantidad de jugo que pueda estar asociada con el mismo. El flujo volumétrico también se relaciona con el área de la malla A y la altura del colchón 11: (6.2)

A partir de estas dos ecuaciones es posible encontrar la relación entre la tasa de procesamiento Yd tiempo de residencia 1": 1"

=(A. J¡. Ptü' )! IÍIF

(6J)

Otro panímetro importante es la razón ent.~ ~~ , b'b' " d. . 'llh ·¡l stslc cantidad de agua de 1111 1 ICJon a ICJOil• ' ' · · ma y la cantidad de caña procesada. Debido a que

difusión involucra gradientes de concentración lJtof ¡Jara la trans!Crencia de masa, el uso como m , nwy'or cantidad de agua resultan.í en genede un,¡ . . ., con un ral en n'l ·¡yor¡;s· dili:!rcncws de cuncentrac10n, .. . e ·t ¡··¡yonhic sobre la extracc10n. La velocidad CtCL O ' ' . , _ ( ue el líquido pasa entre las partJculas de cana con l . . d rnmbién afecta la tasa e1e trans 1erencia e masa. Es necesario por Jo wnto PJ.·omover el contacto entre líquido y slilidos. dctenn_nn~do en gran parte por la rasa de pcrco!ación del liqUido a través del cokhón de caila. Por lo tanto !u nuixima tasa de percolación que se pucck alcanzar es también una variable im-

lu

portante. . _ La tcmpcra!llra tiene dos efectos sobre la extracción. El primero es promover la tasa de transferencia de masa al reducir la viscosidad e incrementar la ¡asa de JifusiLlll molecular. Segundo, desnaturaliza 1u proteína lignina de las paredes celulares. mejorando asila pcrmcabilidad de las células que no han sido rotas y h
6.1.3

Densidad de empaquetamiento de la libra

La densidad del colchón de caña se mide en términos de la cantidad de fibra por unidad de volumen, lo que se conoce como densidad aparente de fibra o densidad Je empaquetamiento de la fibra. La r;mtidad de jugo asociada con la fibra varía a lo lar-

go del sistema. siendo la densidad aparente Je fibra la mejor representación del grado de compactación

177

Se encontró además que la densidad del colchón es dependiente del tamaño de las panículas, obteniéndose una mayor densidad con bagazos más finos. Si el tamaño medio de las partículas dp· en mm, medido mediante análisis con tamices se incluye, se obtiene la siguiente ecuación;

26.5· \\'.

=:::_:~'·CO:,C · (05R

di' +21.1

/( + 4.1) -

(65)

Se encontró también que la densidad aparente incrementa con una mayor varianza de la distribución del tamaño de partículas (Rein 1972). Por lo tanto. una amplia variedad de tamaños permite que las partículas se acerquen y empaquen mejor. Se ha observado que con la preparación de caña obtenida utilizando desfibradoras pesadas la ecuación (6.4) predice con fiablemente la densidad del colchón.

6.1.4

Retención de jugo

La retención total de jugo en el colchón se puede dividir en dos componentes, una retención estática y una dinámica. La retención estática representa el jugo estancado adentro y entre partículas de caña, el cual no participa en el flujo de líquido que atraviesa al colchón. A medida que el tlujo se incrementa, la retenci6n dinámica aumenta y la retención estática se reduce. En los colchones ele caila, la retención total de jugo qL!F b¡~jo condiciones de flujo elevado tiene un valor de aproximadamente 12 kg de jugo por kg fibra. La reteneión también depende de la densidad del colchón (Lo\•e y Re in l 980) y puede ser estimada a partir de la siguieme ecuación:

del colchón.

La densidad aparente de la fibra es importante debido a que establece el volumen requerido para alcanzar determinado tiempo de residencia (ver e~~U·ción 6.3) y además afecta a la tasa de percolaL'10n a través del mkhón. La densidad aparente de !a fibra depende del contenido de fibra en cmla li'F,c Yl~a!tura Je.l colchón de caña/¡ en metros (Lo\'e y Rnn 1980). En la práctica, la densidad aparente de ]¡¡fibra se encuentra aproximadamente demro de un ~ng_o de 70 a 80 kg fibra/m 3 . La siguiente ecuación r:sldo derivada para valorar la densidad aparente

k. In

libra: 1\'F.c

·(0.5X

/¡

+4.3)

(6.4)

(6.6)

Bajo condiciones de tlujo elevado, la retención estática representa aproximadamente 3 kg de jugo por kg libra.

6.1.5

Tasa de percolación del jugo

Es necesario diferenciar la tasa de percolación y la velocidad de percolación. La velocidad de percolación uL es la velocidad del líquido hacia ahajo a medida que se Huye entre las partículas de caña, expresada en m/min. La tasa de percolación se puede detinir como la velocidad superficial del líquido

6 Difusión de caña

17S

11 ~es decir la tasa de líquido a pi icada sobre la suo.L. . . ~ _ . 3 perf1c1e supenor del colchon expresada en m-/mm dividida por m~ de área del colchón. Generalmente u 0 .L es numéricamente inferior que 11L y la proporción parece estar consistentemente alrededor de 0.7 (LrH'C y Rci11 1980), lo cual constituye un índice de la reducción del <Írea disponible para !lujo a través del colchón debido a la presencia de material sólido. Mediciones de la tasa de percolación en difusores industriales han señalado valores en un rango de 0.1-0.:2 m3f(m 2 · min). Las velocidades de percolaciün correspondientes están entre 0.14 y 0.30 m/ min (Lore y Rein 19~0). Estos resultados son algo inferiores frente a los valores establecidos en una investigacilín en planta piloto, donde se determinó la siguiente correlación:

4980

11oL=--,-

.

S·Ph.1 .

(6.7)

6.l.ó Balanres de masa y energía

lA desde la mitad de la etapa (i+l). rociador /A esttí dado por:

uve dd fondo del colchón a una bandeja ~ . . por \; en m-'/mm corno:

da'1o

L

1 =l +llc·h A

'

Para que no ocurra recirculación o 'puenteado'. los rociadores deben loralizarse a una distancia f A como In indica la ecuación (6.8). Si se requiere tener recirculación, el punto de aplicación del líquido deberü estar müs cerca a la bandeja desde la cual se wma el jugo. Por el contrario, Lurmdo es necesario tener puenteado, el punto de apliración del líquido deberá estar müs apartado de la bandeja desde la cual se toma el jugo, es decir hacia el lado de entrada del difusor. El avance del espray requerido se puede calcular a partir de (Reine Jngham 1991):

'¡.foque ¡¡

.4111

(6.10)

111.

donde 11 es la longitud de cada etapa. Se ha que cuando el líquido se aplica romo cortina, des. bordando desde un rebosadero. el punto de aplica. ción efectivo resulta ser mtís próximo hacia e! lado de entrada del difusor. Esto es debido al hecho de que la sobrecarga del colchón directamente abajo Jel rebosadero rausa que el líquido se mueva horj. zomalmente con dirección hacia el lado de alimen. tación. donde el colchón no está saturado por el jugo (Lo1•e y Rein 19~0). El desplazamiento efectivo de! centro de aplicación del jugo es del orden de un metro. Este efecto no es evidente con las boquillas espray. que aplican el líquido uniformemente sobre el úrea de la etapa.

donde S es la superficie especílka o fineza de las Cálculo del flujo de jugo entre etapas. En el partículas en n,:'-/kg. Esto muestra que la tasa de caso ideal de que todo el jugo de la etapa i aparezca percolación se reduce ron una preparación más fina en la etapa (i ~ 1), el flujo teórico de jugo \~ ..o a tray un colchón más compacto (mayor densidad apavés de una etapa en particular, puede ser calculado rente n de empaquetamiento de la fibra). Las expecomo (Reine luglwm 1991): riencias con difusores industriales han confirmado el fuerte efecto que tiene la densidad aparente de la fibra. La tasa de percolación es una variable importante debido a que determina donde se deben ins(6.9) talar los rociadores de jugo entre etapas para que el jugo emerja en la bandeja correcta al fondo del didonde qLIF.St:nic es la retención estática de jugo y ge· fusor. Detalles sobre la instalación de rociadores de neralmente tiene un valor de aproximadamente 3 kg jugo para alcanzar las condiciones de percolación de jugn/kg de fibra. deseadas en un difusor son presentados por Rei11 e Si el flujo entre etapas es muy elevado con reslnglwm (199:2). incluyendo ajustes en la cantidad de pecto a la tasa de percolación, entonces se prescn· jugo reciclado. taran problemas de inundación. La cantidad de Jí. El posicionamiento óptimo de las boquillas rociadoras ó espray o rebosaderos puede ser calculado siempre que la velocidad de percolación sea conoLida. Refiriéndose a la Figura Avance del rociador 1,\ fi.l, si la velocidad de percolación con la cual el líquido se mueve verticalmente hacia ab;:~o es 11L, el tiempo que este permanece en el colchón es hlu~,. Durante este periodo. el colchón de caña se mueve con una velocidad llc y se desplazará una distancia horizontal (llc · h)/ u L. Por lo tanto, para la aplicación del líquido bombeado desde la etapa (i+ 1) y que debení salir de la etapa i. la boquilla espray o rebosaFigura 6.1: Diagrama esquem;ítico de las etapas de un difusor dero deberán ser posicionados a una distancia

u,,,

'

·s el ancho o amplitud del difusor. Si 1 1Jt:. !onte • ·• ·'rxima tasa de pcrmlación, entonces \11 en-

.

~~~-

~ urá aquf su má.xi rno valor. Esta es la condición contr . 1. rno fl liJO . pos1'hl e. . · ., es derir el1nax op!Hlh. ·

Cálculo del ::mmce del rociador. En la práctica. aso ideal sobre el cual se basa la ecuacüín (6.9) eno ocUJTC y algo de JUgo · · 1a do o ' puenteasera' rec1c do' en caJa etapa. Si el colchón de caña se mueve

1C

JUV

n -

179

"e ·Ir 1A = l ; ' (! - , \·) +--

(6.12)

1/L

lentamente. parte del líquido que debería salir

de la etapa i saldrü en realidad en la etapa (i- 1), In cual se ha denominado como 'puenteado' (hypass) v ¡it:ne como efecto una reducción de la cantidad de jugo que sale de la e1<1pa i; por lo tanto la cantidad de jugo b01nheada a la etapa (i - l) se reduce correspondienterm:nle. Este fenómeno puede resultar en una situación donde muy poco líquido se aplica a [a etapa i. causando un contacto ineficiente entre sólidos y líquido. Esto se ilustra en la Figura 6.:2 A. Por el contrario, si la velocidad horizontal del colchón de caña se incrementa u la tasa de perco/adcín se reduce. parle del líquido que debería salir de la etapa i puede ser arrastrado m<Ís all<Í de !a respectiva bandeja, logrando llegar hasta la bandeja (i + ! l. A este fenómeno se le ronoce como ''reLirculación'', porque el jugo reaparece en la misma bandeja desde la cual ha sido bombeado. Esto puede conducir a un incremento sustancial de los !lujos, al punto Je hacer posible exceder el rlujo de inundación. Esto se ilustra en la Figura 6.:2 B. El grado de recirculación o 'puenteado' puede resultar afectado por diferentes factores que determinan la máxima tasa de percnlación Ypor la posirión de los espray o rebosaderos. El gmúo de recirculacilm o puenteado se indica mediante la relación entre los tlujos y el nujo ideal en ausencia de recirculación o puemeado. la frarLilín de recirculaciün .r puede ser calcu-

6.1.6

Balances de masa y energía

Como sucede mn los trenes de molinos, para calcular la extracción de los dif usares se deben tomar suficientes mediciones, requiriéndose anülisis de caña, bagazo y jugo mezclado, así como el tlujo de masa correspondiente a dos de estos. La extracción se calcula a partir de las ecuaciones (5.1) o (5.2) de la Sección 5.1.!. Normalmente no es posible efectuar un balance global de masa de los difusores debido a la inyección directa de vapor en las bandejas y a la evapora-

A

B

Avance del

rociador 1,~

lada como:

,,

.\'=]-....!.::!.!.

(-'L

{fi.ll)

En caso de ocurrir puenteado el valor de x es

nt:gativo.

Figura 6.2: Representación esqucm<ítica de A Puenteado y U Recirculaeión de jugo en un difusor

l?i.:fcrcncia.r prig.::!03

fi Difusión de caña

180

6.1.7 Dimensionamiento de los difusores

na], la cantidad de agua de prensado es generalmente Jel orden de la mitad de la cantidad de caña procesada. Un balance Je masa y energía típico para un compensan aproximadamente. En la mayoría de difusor procesando !00 t caña/h se presema en [¡¡ casos la tasa de imbibición se cakula a partir del Figura 6.3. balance de masa y representa el efecto neto de la Las principales pérdidas de calor ocurren en el adición de agua. la inyección directa de vapor y las cuerpo del difusor y durante la operación de secado pérdidas por evaporación. del hagazo por enfriamiento del agua de prensado. La cantidad de agua de prensado puede ser esLos difusores normalmente se instalan a cielo abier. timada a partir de balances de humedad, libra y OS to, instalando generalmente material aislante en el (sólidos disueltos) del molinu(sl sccaUor(es). Esto techo y sobre los costados. conduce a la siguiente ecuación para la cantidad de Si las pérdidas de calor del difusor pudiesen ser agua de prensado: eliminadas porcmn. pleto, mediante una Ji¡B . [ ( \l'ns.n + li"FJ\). ~~'w.Du 1(100- ll'w.nn)- ll'w.n aplicación exhausti· [ (100 -Jl'm.l'll' - H'sn,l'll'}- ( ll'ns.Pw + \l'so,l'll'}. H'w_ll!l / ( 100 ll'w.nn} va de aislamiento en todo el difusor y las (6.\3) tuberías (ahorrando los 3 MW perdidos en la Figura 6.3). los requerimientos de vapor se Este cálculo toma en consideración los sólidos en reducirían casi a la mitad. Normalmente eso no e5 el agua de prensado ll's,yw y los OS en el agua de pníctico ni necesario. prensado H'ns !'IV' Con un contenido de humedad del La temperatura del agua de prensado que re~O% a la saiida del difusor y 50% en el bagazo fitorna al difusor está generalmente alreción de agua desde el bagazu caliente, las cuales no se miden. En la práctica estas cantidades son ambas del órden de 5 ¡¡,¡., de la tasa de caña procesada y se

J

J

dedor de 60 oc. El -----------------~·--·---

Balance de masa

,-

1

¡____ -----·-¡

¡:;~~~~ o)o C

J Caña 100 tlh

Molino secador

Difusor

1

L- ,-J,-g-o------------------~Aguade 7

1 11 o tfh

-Bagazo___,. 30 t/h

1

prensado 50 tlh

Balance de energía Vapor de calentamiento 6.8 MW

lm bi biCión 40 t!h

Pérdida de calor 3MW

¡

Imbibición 3.9 MW 85 "(

i

!

j

Bagazo mojado

1

Difusor Caña 2s ~e 2.4 rv1w

SO"C ·' 6.4 MW

¡Jugo 160°(7.1 MW

1

Molioo secador

ooO ' " (

Bagazo 63 ~e 1.s rv1w

~-

Agua de prensado 60 "C 3.4 rvlW

Pérdida de calor 1.5 MW

Figura 6.3: Balances Lípkos de masa y energía para un difusor procesando 100 t/h de caña

jugo que se obtiene con un difusor se encuentra a mayor temperatura (60 a 65 °C)queeljugode un tren de molinm y este calor no se pier· de. Sin embargo, d bagazo también se encuentra a una elevada temperatura y este calor es perdido (aunque probable· mente ayuda a reducir el comenido de humedad del bagazo antes de llegar a las calderas). Las mediciones del consumo de vapor en difuso· res han señalado un valor alrededor dt: JI t/100 t caña.

Dimensionamiento de los difusores

6.1.7

El dimensionamiento comprende la especifica~ . : del tí re a del fondo de malla o chapa perforada cwn, es necesaria para a1can zar e1t1Cmpo · de res!·d enque · 1 · 1 ·¡·d . ft.:·c¡uerido rara e matena so 1 o y por 1o tanto cw de extracción deseado. El área requerida e1 !JI·,.,.¡ ~ • • . .. ¡·¡rti afectada por todas las vanables discutidas .... ~

'

,111 te-rionnentc.

' Para propósitos de comparación se utiliza fre· cucntemcntc el ürea del difusor respecto al tlujo de libra en tnnchJdas de libra/hora, es decir A/1itF. A partir de _l_a ecu:u.:ión (6.3) se puede apreciar que cs!a relacwn t.:sta dada por:

A

r

-~--

IÍI¡

(6.14)

f¡. Ph.f

En Ja industria Surafricana, se obtienen niveles de cxtnu.:ci(Íll de alrededor de 97.5 (;f:, con un úrea del fondo de ma !la de 11 m 2 /unidad de capacidad de procesamiento de libra por hora, es decir 11 (m 2 • h)/tF. Suponiendo valores promedio de la altura del colchón de 1A m y una densidad aparente de 80 kg/m\ a partir de esta ecuación, se obtiene que un área de malla de 11 (m 2 • h)/tF es equivalente a un tiempo de residencia de 1.23 horas o 74 minutos. En este capitulo, el área de malla se toma como el área transversal del di fusor que es ocupada por el colchón de jugo y libra. Esta no incluye el :irea de malla entre el eje y la placa alimentadora; la cual puede ser incluida en cálculos aproximados del área de la malla. En algunas instancias, los presupuestos se preparan sobre un área de malla "efectiva'", ex~ el uyendo d ürea de alimentación y en algunos casos excluyendo también el área de drenaje luego del rodillo de compresión. Aunque puede existir cierta justillcación para excluir el <Írea de alimentación. debido a que las condiciones de extracción no han sido establecidas plenamenrc. el tiempo de contacto entre el jugo y la libra luego del rodillo de compresiün {usualmente 4 a S minutos) puede aún resultar en una reducción del gradiente de concentración y por lo tanto incremento de extracción.

No puede haber justificación para excluir el área de wporte de las cadenas del área total; la müxima restricciún para la percolación no es la m~lla, sino que ocurre en la parte más compactada del colchón de libra sobre la malla.

6.2

181

Planta y equipos

Existen esencialmente dos variantes del proceso, denominadas difusión de bagazo y difusión de caña. La primera utiliza un molino adelante del difusor, mientras que en la segunda el difusor se alimenta di· rectamente con caña preparada. En las primeras instalaciones se dio preferencia a la difusión de bagazo, debido a que representaba un menor cambio con re· specto a la molienda de caña y hoy son todavía requeridos en algunos países donde el pago de cafía está basado en el análisis del jugo de primera extmcción. Los difusores de caña han demostrado por si mismos ser considerablemente más efectivos en cuanto a costos y son casi siempre preferidos frente a difusores de bagazo para nuevas instalaciones. Por lo tanto, el material presentado a continuación esta más enfocado sobre los difusores de caña que sobre los difusores de bagazo. aunque los principios involucrados son prácticamente los mismos en ambos casos.

6.2.1

Tipos de difusor

La descripción de los diferentes tipos de difusores que han sido utilizados a través del tiempo se puede encontrar en otras fuentes (Reiu 1995). Los tipos de difusores de caña que se han milizadn se pueden clasillcar como: Difusores a contracorriente {ej. DOS, Saturne). Difusores de cama móvil (ej. BMA. De Smct, Silver Ring, Tongaat-Hulett). Otros tipos (ej. FS/van Hengel, Rotocel). Las experiencias durante muchos años con diferentes tipos de difusores han resultado en una situación donde únicamente los difusores de cama móvil son aún empleados, con muy pocas excepciones. El di~ fusor DOS {Bmniche-0/.\·en 1966) fue adoptado de la industria rernolachera. pero mostró ser inadecuado para elevadas tasas de procesamiento. Los di~ fusores Saturne se basaron en la rueda Miag. pero el largo recorrido del líquido resultó ser impráctico (D'Espaignet y Rimllmu/ 1974). El difusor FS concebido por l'WI Henge/ {Fit::.gemld et al. 1978) se basó en un buen concepto y alcanzó valores de extracción buenos. pero demostró ser mecánicamente poco confiable y costoso. Los difusores de cama mó· vil han probado tener bi.~jus costos de cupital y opernción y es el único tipo que será aquí considerado.

Nt:f'erl!llcins f!1Íg.203

6 Difusión de caña

182

6.2.2

Difusores de cama móvil

Estos difusores son equipos de extracción a contracorriente, pero que son operados utilizando varias etapas. El jugo es bombeado sobre una cama o colchün de caña preparada o bagazo en movimiento, con una longitud entre 50-60 m, usando de JO a 18 etapas. El diagrama esquemático de un difusor de cama müvil se presenta en la Figura 6.4. El difusor de caña Oc Smet es esencialmente igual al difusor de remolac:ha De Smet. El colchón de caña o bagazo se forma sobre un fondo de malla horizontal que se mueve lentamente. El difusor Silver Ring tiene un concepto similar. pero las mallas se mueven formando un círculo en lugar de moverse a lo largo de una línea recta (Payne 1968). Los difusores BMA y Tongaat-Hulett difieren del Oc Smct al tener un fondo de malla o chapa perforada estac:ionario, con una serie de cadenas que arrastran al colchón de caña a lo largo de la malla. Esto generalmente resulta en difusores con un menor costo para la misma área de malla. Una representación del difusor BMA se presenta en la Figura 6.5. Una comparación de los difusores de malla mlÍvil y malla estacionaria lleva a las siguientes consideraciones: Debido a la reducción de fricción, la potencia requerida en un difusor de malla müvil es generalmente menor, típicamente 30 kW para un difusor de 300 t/h comparado con 75 kW para un difusor de malla estacionaria.

La descarga de caña desde difusores de Ola]] móvil se efectúa mediante roscas agitado/'
6.2.3 Alimentación de cuña

figura 6.5: Dil'usllf de cama móvil BivtA (Cortesía de BMA)

Se ha encontrado que los sólidos contenidos en el mwa de prensado que proviene de los molinos sec~dorcs ·wpona· al colchón de caña en el sitio donde el agua de prensado se descarga en el difusor. Lns primeras instalaciones requerían el uso de un clarificador para el agua de prensado, similar a los clarilit.:adores de jugo, que removía a los sólidos. Algunos clarificadores de agua de prensado son aún utilizados. pero en la actualidad es más común emplear roscas agitadoras que actúan sobre el colchón de caña en el lugar donde el agua de prensado se retorna al difusor. mezclando los sólidos finos con el colchón de caña y evitando así la formación de una capa de ti nos impermeable.

6.2.3

Alimentación de caña

Los primeros difusores empleaban un transportador de mtlceración que humedecía la caña antes de depositarla en el difusor. lo cual no fue exitoso ( l'l/11 rler Riet y Rcnto11 1971). Actualmente la caña se <~limcnta utilizando un conductor transversal de tablillas que descarga sobre el difusor con un ünnulo o apropiado. generalmente sobre una placa deliectora una forma que permite que la caña caiga uni!ormemcntc a lo ancho del difusor. La placa tiene se~:ciones ajustables para modificar la distribución a lo ancho del difusor. Alternativamente la distribución se puede ajustar cortando o soldando piezas sobre la placa deftectora. Generalmente .lueno de o que una distribución uniforme ha sido obtenida no se requiere efectuar ninguna modificación adicio~

:on

Figura 6.4: Diagrama esquem<Ítico de un difusor de cama móvil 1 lnyeccitín direcw de vapor::: Vapor de calentamiento; 3 Calentadores; -1- Caña preparada; 5 Jugo; fi Difusor; 7 Agua de prensado; S Roscas agitadoras; 9 Agua de imbibición; 10 Bagazo final: 11 Molinos secadores: 12 Bandejas de etapa!>: 13 Rodillo Ue compresión; 14 Dirusnr de bagazo.

1K3

nal. Un ajuste más lino puede lograrse utilizando baftes en el punto donde la cai'ia se transfiere desde el conductor transversal de tablillas, lo que lleva a un cambio de la distribución en el conductor de tablillas y por lo tanto cambios de la distribución a lo largo del difusor. Es importante lograr obtener una altura uniforme del colchón a todo lo ancho del difusor. En algunos difusores se rocía jugo sobre la caña en la entrada del difusor para compactar el colchón bajo el conductor de alimentación. Esto es requerido en algunos casos cuando no se ha dejado suficiente espacio debajo del conductor de alimentación para la compactación de la caña. Esta alimentación 'en húmedo' puede causar inundaciones y clasillcación por tamaño de partículas en el extremo final de la alimentación. En estos casos se requiere tener cierta área de la malla inclinada hacia arriba atnís del punto de alimentación del difusor, de manera que el líquido que fluye bqjo la placa de alimentaciün no se desborde al suelo. Esto se muestra en la Figura 6.6 A. La configuración preferida emplea una alimentación 'en seco' de la caña al difusor. donde el líquido es aplicado sobre la caña luego de que se ha formado el colchón. Las experiencias con difusores de cama móvil han mostrado que se pueden lograr condiciones de perculación mús estables si la caña preparada es alimentada en seco, aplicando el líquido luego de que el colchón de caña ya ha sido formado. Para esto se requiere una distancia entre el fondo del conductor de alimentación y el nivel de la malla de aproximadamente tres veces la allura consolidada del colchón final. Esta configuración

Rtfcnmcius ¡¡¡ig.:203

6 Difusión de caña

1~4

6.2.5 Detalles mecánicos

cnción no exceda una quinta parte de la

Conductor transversal de alimentación

cr'l de OP ' . , ::"' . ci'l últtma de la cadena. El torque, flrl, esta

rcSJS(Cil '

~

dado por: (6.19)

~

~h d representa el diámetro de la rueda dentada Jonuc ._ ·-,·111 conductor (sprocket) en m. Un menor dmptn

0

Figura 6.6: Varios esquemas para la alimentacitín de caña a un difusor- el área sombreada representa el
evita la clasificación de finos y fibras que puede

ocurrir con la alimentación 'en húmedo'. En este caso se utilizan placas verticales de alimcntm:ión y se puede utilizar una malla horizontal atrás de la placa alimentadora sin que se presenten desbordes de líquido. El coh:hón de caña formado propon:iuna un sello adecuado. Diferentes utTegius de los conductores de alimentación han sido utilizados. como se muestra en la Figura 6.6 B a E. Un conductor

ligeramente desalineado corno se muestra en la Figura 6.6 D permite lograr una buena distribución sin utilizar bailes dellectores. En difusores muy anchos se torna más difícil lograr una distribución uniforme. Los difusores de 12m de ancho en Felixton son alimentados estrangulando a Jo ancho. con un sobrante que es re-circulado continuamente. Esto logra el propósito de tener un colchón uniforme. pero se considera innecesariamente complicado y no sería repetido.

6.2.4

Accionamientos para difusores

La potencia de accionamiento requerida depende de la longitud del difusor y la masa de caña dentro del mismo, siendo afectada además por la fricción del conductor y la eficiencia del accionamiento. La fricción duraBle el retorno no es signifil:utiva cuando se utilizan ruedas tensoras. La tensión en la cadena F en kN se calcula a partir de la masa de la cadena, la masa del material arrastrado y la fuerza de fricción, estando dada aproximadamente por: F

g. J-l·(m+m.,¡,";")

10110

(6.15)

conu~a

donde 111 es la masa de libra y jugo en el colchón del difusor en kg. lllrhain es la masa de las cadenas (m<ís la masa de las tablillas) en kg y J.l es el coefkiente de fricción. La masa de la fibra y el jugo en el difusor se calcula a partir de: 111

=mr ·(1 +quFl

(6.16)

donde lJuF es la retención de jugo calculada de la ecuación (6.6). La cantidad de fibra en el difusor se calcula a partir del volumen ocupado por la masa de caña \1 en m 3 y la densidad aparente de la fibra. Por lo tanto:

111 = V· P11y · ( 1+ lJuF l

P=L5·F·IIc

Con hase en una velocidad típica del colchón de 0.6 rn/min, la potencia instalada requerida en el ejemplo presentado anteriormente es 1.5 · 3712 · (0.6/60) =56 k\V.

(6.18)

En la prüctica. un valor de la constante igual a 5 en la ecuación (6.18) es adecuado para consider¡¡r las condiciones de carga máxima en un difusor de malla estacionaria. Valores müs bajos se aplican para los difusores de malla móviL La carga debe ser compartida entre todas hileras de cadenas utilizadas. El tipo de cadena utilizado y el número de hileras deberán ser escogidos de manera que lacar-

6.2.5

El uso de pasadores y bujes de acero inoxidable puede prolongar la vida de la cadena hasta 25 años o más. Se debe tener mucho cuidado en el tratamiento térmico de los componentes para alcanzar la dureza requerida sin que los pasadores resulten siendo frágiles. Generalmente se especifica una dureza Rockwell C de 46 a 48, con Jo cual comienza a ser posible prescindir de la adición de caL Generalmente el tipo de material elegido dependerá del balance entre mayor costo inicial y menores costos de mantenimiento/reemplazo. El paso de las cadenas varía entre 250 mm y 500 mm. Las cadenas utilizadas tienen una carga de falla en el rango de 150 a 300 toneladas. Pasadores de diámetro grande distribuyen mejor la presión, mientrns que cadenas de paso más grnnde permiten reducir el número de pasadores requeridos. El diseño óptimo de la cadena varía con el tamaño y la geometría del difusor y afecta no solamente a la cadena. sino que también la velocidad del eje conductor y por lo tanto los costos del accionamiento. Generalmente las cadenas de paso grande son la opción más efectiva desde el punto de vista de costos para los difusores grandes.

(6.20)

(6.17)

Para obtener una estimación rápida de la fuerza en la cadena. despreciando la masa de la cadena, se pueden utilizar las ecuaciones (6.15) y (6.17), asu· miendo una densidad aparente de libra de 75 kg/m.J. una retención de jugo de 12 kg jugo/kg fibra y un coeficiente de fricción de 0.3. Esto conduce a lu siguiente tensión en la cadena en kN:

F=2.9·V

de la rueda dentada reduce el torque. pero mctr() , . este lLSLWimcntc esta ?etermmado por el paso de la cadena. Para dar una Jclea de la magnitud de Jos torqut.·s 1·11 volucrmlos, considérese un difusor de 9 m de ancho y 55 m de largo, con una altura del colchón de 1.5 111 . El volumen total es 742.5 m 3 y la tensión en Ja cadena es 5 vel:es este valor. es decir 3712 kN. p¡¡ra un piñón de 1.4 m de diámetro. el torque obtenido con la ecuación (6. 19) es 2600 kN ·m. La potencia del motor requerida. P. puede ser calculada a partir de la velocidad de la cadena 11c en m/s y la fuerza de tensión de la cadena en el eje conductor. Un factor multiplicador de 1.5 es apropiado para dimensionar el motor requerido y dejar espacio para cambios en las condiciones de operación:

185

Detalles mecánicos

Cadenas. Dependiendo del tamaño del difusor, un difusor de malla estacionaria tendrá entre 8 y ló hileras lle cadenas, con tablillas entre cada par de cadenas. usualmente alternadas sobre cada eslabón de la cadena. La cadena es un componente que representa un costo significativo del difusor. Las cadenas mUs baratas incorporan elementos de acero aleado (pasadores y bujes) y generalmente duran entre 5 y 10 años antes de que sea requerido su reemplazo. En los difusores es importante efectuar una corrección del pH con cal, o de lo contrario puede ocurrir corrosión muy rápida de los pasadores. Esta situación es agravada por la película de jugo que es atrapada entre los componentes de las cadenas, donde valores del pH mucho más bajos son posibles a medida que el jugo atrapado se degrada.

:Malla. En un difusor con fondo de malla estacionario. la malla se fábrica a partir de chapas perforadas de acero inoxidable o 3CR1:2 para resistir los efectos de la corrosión y la abrasión. El diámetro de los agujeros varía de 6 a 12 mm. que constituyen un úrea abierta de 25 a 40 %. Algunos difusores han utilizado varios tamaños de orificio en diferentes partes del difusor, pero se ha establecido que el fondo de malla no representa una resistencia significativa al flujo y que el tamaño de los orificios y el área abierta no son importantes. Los difusores de malla móvil usualmente emplean secciones fabricadas especialmente que se aseguran con pernos a las cadenas que los transportan. Eje conductor y accionamiento. Aparte de la cadena. el eje conductor y el accionamiento son los componentes de mayor costo en un difusor. Los requerimientos de potencia de accionamiento son ln~jos, usualmente menos de 100 k \V, pero los valores de torque son muy altos como se discutió en la Sección 6.2.4. Un accionamiento de velocidad variable se requiere, siendo utilizados usualmente motores AC de velocidad variable. Los motores montados sobre bridas con reducciones de

186

6.1.6 Calentamiento de jugo

fi Difusión de caña

engranajes planetarios han probado ser un sistema de accionamiento limpio y efectivo. Los requeri-

mientos de potencia eléctrica total de los difusores son bajos. con potencias absorbidas en el orden de 2 (kW · h)ltc La mayor parte de esta potencia es consumida por las bombas que circulan el jugo en-

tre elapas. Para difusores relativamente angostos, se puede considerar un eje conductor sólido con ruedas piñón dentadas, ajustadas por contracción. Para difusores más amplios, el diámetro del eje requerido resul-

ta ser muy grande y puede utilizarse un eje hueco con piñones fundidos. El accionamiento debe estar equipado con un sistema !imitador de torque para prevenir daños en caso de que ocurra algún problema.

Razón de aspecto. El ancho de los difusores de caña varía entre 4 y 11 m. mientras que la longitud está entre 50 y 65 m. La elección de la razón entre longitud/amplitud se efectúa exclusivamente con base en los costos de capital; esto no tiene efecto en la etlciencia de extracción. Reacomodando la ecuación ( 6.1) se puede obtener la siguiente ecuación:

(~oseas agitadoras. La clarificación del a~·u·t·' "" < 1.1{! prensado fue utilizada en el pasado para remover u los sólidos linos que de otro modo 'taponan' la superficie superior del colchón de caña al ser retornados al difusor. l'WI der Riel y Re/1/0il (1971) lnos. traron que se podía prescindir de este duri!lcador si se revolvía el colchón de caña en el punto donde se retorna el agua de prensado. Esto fue logrado utilizando varias roscas helicoidales agitadoras ins. taladas verticalmente sobre el colchón de cuña, las cuales rotaban y levantaban a la caña en el punto de retorno del agua de prensado. Actualmente el uso de estos tornillos con roscas agiladoras es una pníctica común. Las roscas se proyectan hacia abajo hasta aproximadamente 100 mm del fondo de malla y se encuentran espaciudas entre ellas alrededor de 1 m, con un paso de hélice entre 300 y 450 mm. Las roscas son accionadas general~ mente con motores de 7.5 kW. Si las protecciones del motor se disparan y la rotación se detiene, la fuerza del bagazo en movimiento es capaz de romper los tornillos. Por lo tanto, la instalación generalmente incluye un pasador a cizalladura que se romperá en estos casos. de tal manera que el tornillo pueda pivotar hacia arriba fuera de la trayectoria del cnh::htin de caña en movimiento.

(6.21) Esta muestra que el tiempo de residencia requerido depende de la altura del colchón de caña y del área de la malla A. El área total es lo importante, mientras que la razón entre longitud y amplitud no afecta el tiempo de residencia. Generalmente no se excede una longitud de 65 m pmque las cadenas conductoras resultan ser muy largas. Un difusor más largo y angosto reduce el costo del accionamiento y del eje conductor debido a la mayor velocidad de la cama móvil. Dado que el área de la malla A es el producto de la longitud 1 y la amplitud by la tasa de flujo volumétrico, es también dada por el producto h · b · llc, la ecuación (6.11) puede ser escrita corno:

(6.22) Por lo tanto un difusor m:ís largo requiere una velocidad del colchón mayor para el mismo tiempo de residencia.

Rodillo de compresión. Los difusores generalmente utilizan un rollillo !lotunte de compresión, con un diámetro de aproximadamente 3 m. que ac· túa montado sobre el colchón de caña justo antes de la descarga. El propósito del rodillo es prevenir inundaciones de jugo y caña a la salida del di fu· sor y reducir el contenido de humedad en el bagazo que sale del difusor mediante la aplicación del peso del rodillo pura exprimir el colchón. El rodillo de compresión tiene que ser libre de desplazarse hacia arriba y abajo a medida que la altura del colch6n cambia. En difusores de cama móvil, generalmente se utilizan dos rodillos de presión más ligeros para reducir la presión sobre la malla. Bandejas. El volumen de las bandejas de jugo localizLJdas b:~jo la malla debe ser suficiente para almacenar todo el jugo que cae desde una elLlpLl en el evento de que ocurra un paro de fábrica. Esto de· pende de las dimensiones de cada etapa y puede ser estimado asumiendo que aproximadamente 6 kg de jugo serán drenados de cada kg de tlbra (burdamen-

'

• .1.r ·hrlll 1,u

dd .I.U!!O t:n la cama). Esto asegura (IUe no ~

··ntara n1czclado del jugo de di!'erentes etapas Si: prt:St: · .,·cnto de que ocurra un paro, lo cual de otra 1 tt' ,

en t! t:

_.

.r,•struiría el gradiente de Brix y prolonnatnane'¡ .1 u... o ', d tiempo requerido para alcanzar condiciones

fl,! 1e 1uego ue .r · • . 1a operac10n. ·• ·t•rtlu cstab remtcJar ¡e ' 1 t!S •

6.2.6

187

Los tubos espray deben ser diseñados para obtener el mismo flujo a través de caúa boquilla. Esto requiere que la caída de presión a través úcl tubo sea pequeña en comparación con la caída de presión a través de cada boquilla. De acuerdo con el criterio planteado por Knacbel (1981), el diámetro del tubo dl'ip~ deberá ser mayor que el mínimo valor calculado a partir de:

Calentamiento de jugo 16.23)

En el ladu de entrada del difusor, el jugo se calien!il hasta aproximadamente 90

oc para llevar a la

caña alimentada. tan pronto como sea posible, hasta

la temperatura ele operación requerida. El jugo que se calienta circula por los calentadores a una tasa de aproximadamente 300% caña. En algunos casos se instalan medidores de flujo sobre las líneas de !os cakntadorcs para monitorear la cantidad de jugo recin:uladn. La temperatura a lo largo del difusor se mantiene mediante inyección directa de vapor en algunas de las bandejas de las etapas. El calentamiento por contacto directo del agua de prensado o del jugo de etapas se puede hacer utilizando vapor a condiciones sub-atmosféricas (vapor 3 o 4) para obtener una mejor economía de vapor (Singh y Allwright 2000). Detalles adicionales se presentanín en la Sección 9.4.

6.2.7

Aplicación del jugo entre etapas

El jugo bombeado desde cada una de las bandejas Jebe ser aplicado uniformemente a lo ancho del Ji fusor. Esto se logra mediante desbordamiento desde un rebosadero o con un tubo rociador horiwntal equipado con boquillas espray. El tubo espray es capaz de aplicar el jugo de manera rnás uniforme sobre la etapa en cuestión, mientras que los rcbosaUerus proporcionan una cortina de líquido, la cual rcsuha en sobrecarga de líquido sobre el colrhcín localizada en el punto de aplicación. Los sistemas de rebosadero deben ser cuidadosamente nivelados para asegurar que se logre una distribución uniforme a todo lo ancho del difusor. ?eneralmente se encuentra muy poco bagazo en el JUgo entre etapas como para afectar la distribución. Sin embargo. la mayoría de rebosaderos cuentan con tapones al fondo para drenaje que permiten purgar pericíUicamente cualquier sólido suspendidO.

donde d0 representa el diámetru de cada umt de las N boquillas de descarga. Las boquillas espray deben ser manufacturadas como insertos de materiales endurecidos para resistir la erosión y corrosión. En los extremos del tubo se requieren drenajes para asegurar que el tubo se purga completamente durante los paros. Con el objetivo de variar el punto de aplicación del jugo para controlar la tasa de percoluciún en las etapas, como se describió en la Sección 6.1.5, se tienen varias opciones disponibles. Para un tubo rociador provisto con boquillas espray posicionadas apuntando verticalmente hacia abajo, se pueden posicionar placas o bafles debajo de los espray y ajustarlos para desviar el jugo hacia atr:ls o hacia aúelante y cambiar así el punto de aplicación del jugo (Rei11 e fnglwm 1991). Una propuesta reciente de BMA se basa en la rotación de todo el tubo para lograr el mismo propósito. En caso de utilizarse un rebosadero, un hafle de posición variable situado b;_~jo la cortina de líquido puede ser utilizaúo para desplazar el punto de aplicación del jugo.

6.2.8

Instrumentación y control

Los lazos de control típicos en un difusor son presentados en la Figura 6.7. Todos los sistemas de control son lazos simples. La velocidud del difusor se <~justa para que corresponda con el valor objetivo (setpoint) del contrulador de la tasa de caña procesada. La velocidad se selecciona para obtener la altura del colchón requerida. Sensores de nivel en e] lado de alimentación del difusor indican si el nivel deseado se est;:í alcanzando. En caso contrario, se requerirü una pequeña corrección del valor objetivo de la velocidad del difusor.

6 Difusión de caña

188

6.3 Reciclaje de lodos de clarificadores

189

Actuador Nivel

sobre

@@

de car"1a

Calentadores

··i!-C'::::i1l------s;,; ________ _

@

. Ag-;;¡

!

Canden-¡ sado ,

lmbibició~

1

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Control d;;

velocidad

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~rJ ,,1 f ~U¡J~ -~'~u_s9: ___ ':___ Col

[

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Clarifi- Jugo cador

clariíicado

[)-J

G,r------l3J'"'-odcico:_j

Figura 6.8: Diagranw esquemático del reciclaje de Iodos <.le clari ficadnres a un di fusor

Cal

1

. --------------· - -~n_!

Jugo

U

Figura 6.7: Sistemas de instrumentación y c:onlrol en un difusor

Los controles de un difusor de 12 etapas mostrados en la Figura 6.7 son los siguientes: Controladores de temperatura para los calentadores de jugo que regulan el flujo de vapor calefactor. Dos lazos de control de pH miden el pl-l en las etapas 1 y 7 para controlar la vclm:idad de las bombas peristálticas que dosifican la adición de cal. 10 lazos de control de nivel regulan el nivel de jugo en el colchón mediante el <\iuste de los espray de jugo entre etapas. De otra manera, la tasa de percolación puede ser controlada manualmente. Un controlador de agua de imbibición admite agua en el difusor de acuerdo con la tasa deseada. Dos controladores de temperatura regulan la entrada de vapor en bandejas intermedias para mantener la temperatura a lo largo del difusor. Alarmas de nivel elevado en las bandejas Je las etapas indican si cualquiera de las bandejas se encuentra llena de jugo. El control de la recirculación de jugo a través de los calentadores se realiza manualmente, para obtener la entrada de calor deseada en el lado de alimentación del difusor. Los entrelazas eléctricos que detienen la operación del difusor son típicamente:

Disparo de motor de rosca agitadora del colchón. Bombas de lubricación de los cojinetes del difusor detenidas. Disparo de conductores de bagazo localizados después del difusor. Disparo del pateador del difusor. Detector de tensión de cadena activado (si se tiene instalado).

6.3

Reciclaje de lodos de clarificadores

Una evaluación exhaustiva del reciclamicnto de lodos en la fábrica Maidstone (lensen 2()(}]) demostró la posibilidad de reciclar los lodos de lm clarificadores en el difusor, eliminando al mismn tiempo la necesidad de utilizar filtros. El lodo deb~ ser retornado en un punto donde su Brix es cercano al Brix del jugo en el difusor, de manera que no intervenga con la eficiencia de la extracción. Para asegurar que el retorno de lodos clarificados no interfiera con la percolación en el difusor wponandn la superflcie del colchón con finos, el lodo se retorna cerca de la primera lila de roscas agitadoras de! col-

chán. Detalles de esta configuración se presentan en la Figura (J.B. Se encontró que el promedio del flujo d~ Indos es solamente 4 t/ 100 t de jugo, debido principalmente al bajo contenido de scllidos en el jugo obtenido con difusores. Por lo tanto. la cantidad de aztlcar recirculada es de hecho bastante pequeña. El reciclaje de lodos en varias fábricas que cuen!im con difusores ha establecido que las condiciones de pcrcnlacicín y extracción no son alectadas adversamente. Varias ventajas han sido identificadas: Los costos de operación y mantenimiento asociados con el uso de una estación de filtrado son eliminados. La pérdida Je azúcar en cachaza es eliminada. Las perdidas químicas y bacterianas asocimlas con la operación de la estación de 11Jtrado son eliminadas. Ahorro al eliminar el costo que tiene deshacerse de la cachaza. Se elimina el uso de agua de lavado para la torta de nitros. reduciendo los requerimientos de evaporacitín.

No se requieren equipos para el transporte de bagacillo y cachaza. Se incrementa el suministro de bagazo a las calderas.

~in embargo. la cantidad de cenizas en bagazo se l!lcremcnta en aproximadamente lO %. Est<: puede !tner implicaciones sobre el des!!aste de los tubos de

las calderas. dependiendo del di;.eño de la caldera y en particular de la velocidad de los gases a través de los bancos de tubos. Mientras que la reducción del

contenido de cenizas (suelo) en cai'ia entregada a la l"übrica es la mejor solución, esto frecuentemente no está b;_~jn control de la fribrica. Esta estrategia incrementa el atractivo de la difusión con respecto a trenes de molinos, al eliminarse la estación de filtros. La mayoría de ingenios Sudafricanos que cuentan con difusores han~efectuado cambios para incorporar el reciclaje de lodos.

6.4

Factores que afectan el desempeño de difusores

6.4.1

Preparación de caña

La preparación de caña para di fusión no es diferente lie aquella requerida para molienda. En ambos casos una buena preparación ayuda a alcanzar una extracci{m elevada. Esta es la variable müs importante que a!Ccta la extracción de los difusores. Si se quiere alcanzar una buena extracción, es esencial que la caila sea preparada con una desflbradora pesada lie manera que la mayoría de células de los tallos de cmla que contienen azúcar sean rotas. Normalmente se especifica un PI> 90. La forma en que la caña se prepara también es importante. Idealmente con la preparación deberá obtenerse un material donde todas las celdas estün rotas pero domle aún se encuentran fibras largas, proporcionando así un colchón de cmla que es estable y suficientemente abierto para lograr alcanzar

Rt{erewias ptíg.:203

190

tasas de percolación elevadas. En la práctica se ha encontrado que esto se puede lograr mejor con deslibradoras de trabajo pesado y con mínimo uso de picadoras. debido a que el picado intensivo reduce la longitud promedio de las fibras. Puyne ( 1968) presentó algunos datos que nmestran que un incremento del índice de despluzamiento de 92 a 94 incrementa la extracción en aproximadamente 0.4 %; el incremento del índice de desplazamiento de 88 a 9:2 incrementa la extracciún en aproximadamente 1 %.

6.4.2

6.4.4 Número de etapas

6 Difusión de caña

Tiempo de residencia de la caña

La extracción es mayor a medida que se incrementa el liempo que la caña preparada permanece dentro del difusor. La provisión de un tiempo de residencia adecuado es probablemente una de las especificaciones de diseño más importantes. En la prüctica el efecto del tiempo de residencia no es siempre evidente en los resultados operacionales. Esto es debido al hecho de que a medida que la tasa de procesamiento en el difusor cambia. se producen cambios en la tasa de percolación en el difusor, lo cual puede enmascarar el efecto del tiempo de residencia de la fibra. Estos cambios están relacionados con el posicionamiento óptimo de los flujos aplicados entre etapas en función de la tasa de procesamiento de caña (Sección 6.6.3). La relación entre el tiempo de residencia de la libra t y el área del difusor A está dada por la ecuación (6.21). Para un determinado flujo volumétrico de procesamiento \/e con cierta altura establecida del colchón h, el tiempo de residencia está directamente relacionado con el área del fondo de malla del difusor. En la práctica, la altura del colchón en los difusores está dentro de un rango de l.l a l.R m. Desde el punto de vista del tiempo de residencia es claramente beneficioso operar con un colchón de caña tan alto como sea posible. Sin embargo, en la práctica las condiciones de percolación se tornan menos estables con mayores alturas del colchón y excepto en caso de contar con sistemas instalados para afrontar cambios en las .:ondiciones de percolación, los operadores de difusores han encontrado generalmente que es más satisfactorio operar con menores alturas del colchón. Para una estimación rápida. los valores de la Tabla 6.1 son aplicables en la industria Surafricana

Tabla 6.1: Efecto del tiempn de residencia de h c·área de la malla sobre la extracción ' •lna¡

Extraccitin en%

98 97 9ó

Tiempo de residencia Área de la mulla-: en (m!. h)/t ,, · de la cuña en mín S7 ó7 5...\-

13 111 H

pero pueden variar sustancialmente dependiendo Ue: la tasa de imbibición, la altura del colchón y el gra. do de preparación. Para un difusor de bagazo, Lamusse y Fit::gc. raid (1974) estimaron que un área de la malla Ue: 5.5 (m 2 • h)/tF permitiría alcanzar una extracd6n por encima de 96 q-,. De hecho, el difusor de bagazo en Empangeni durante su ultima zafra en operaci6n en 1982 procesó una tasa de fibra de 6.0 (m 2 • h)/td' akanzó una extracción de nf 97.8 1Yc1. La cantidad de jugo retenida en un colchón Ue caña saturado en un difusor es aproximadamente 12 veces la masa de fibra (Lot'e y Rein 1980). Si el contenido promedio de fibra en caña está entre 12 v 15 90, la cantidad de jugo retenido en el difusor co~ respecto al11ujo de caña que entra es de 12 x 0.12 = 1.44 a 1:2 x 0.15 = 1.8 kgjugo/kg caña. Dado que el jugo que sale del difusor es aproximadamente iguul a las toneladas de caña que entran, el tiempo de residencia promedio del jugo en los difusores es Ue 1.5 a :2.0 veces el tiempo de residencia de la libra y se incrementa si las bandejas abajo del difusor nu se mantienen vacías.

'(ubla (J,2: El~L:to de can~~ius en la tasa de imbibición , ., ·xtracclllll tk un th tu sor t 1· "'' so*' 250 300 350 lú!blbidón c;t} libra

J; EJe\·ada extracción (:¡,o2: Baja c.\traccitÍn (;¡SO

Tasa de imbibición

Como en walquier proceso de extracción sóli· do-líquido. a medida que se agrega más líquido ex· tractor, la extracción es más fácil. Igualmente ocurren con la difusión de .:aña. donde mayores ta5a5 de imbibición conducirán invariablemente a mayo· res extracciones. La .:antidad de a!!Ua de imbibición adicionada estú generalmente relacionada con !:J cantidad de tibra que es procesada, debido a qul! es la fibra quien forma el colchón de caña y es la libra quien remueve con ella jugo en el bagazo final. . No existe una tasa mínima o máxima de imbibición para difusión. Debido a que tasas de imbibición elevadas permiten utilizar difusores pequeños

9R.O 95.0

9R.3

95.4

alcanzando una atracción elevada, la reducción en d costo del di fusor tendrá que ser balanceada frente al costo de instalar capacidad de evaporación adicional y el cnsw del vapor. La tasa de imbibición óptima para cualquier planta de extracción por lo tanto depende de factores particulares de cada fábrint El efecto de la imbibiciún sobre la extracción se muestra en la Tabla 6.:2. que fué elaborada con base en resultados de simulaciones utilizando un modelo matemático y confirmado por resultados operativos en fábricas. Es evidente que el electo del nivel de imbibición es _nw):or cuando la extrat:ción es baja. Las cxpcncncJas en Sur:ífrica han mostralio que se pueden manejar tasas de imbibieión muy elevadas. por encima de 400% llbra, con los consecuentes _bcndlcins_ de extracción, siempre y cuando que el ststema de JUgo entre etapas se encuentre adecuaJo apropiadamente. Se debe enfatizar sin emharno (jtl~ no es necesario emplear una mayor tasa de i 1~1 bibición en un difusor que en un tren de mol¡' o os.· Algunos difusores operan con tasas de imbihiciún por ab1~jo de 200 % libra.

6.4.4

6.4.3

97.6 94.3

Número de etapas

191

, _Desde el punto de vista mednicu estructural, un lumte menor sobre el número de etapas puede ser impues~o por la longitud individual de las etapas. Si la longitud de una etapa es mayor a aproximadamente 4 m, será requeri_da una plataforma adicional por etapa a consecuencia del diseño mecánico de la estructura. El incremento de costos resultante es mayor que los ahorros en estaciones de bombeo y tuberías.

6.4.5

Tasa de percolación e inundaciones

Aunque la preparación es la variable más importante que afecta la extracción en los difusores de caña. la tasa de percolaciún es probablemente la siguiente variable más importante. Esta es la tasa con la cual el líquido percola hat:ia abajo el colchón caña pr_eparada. Estudios en laboratorio y planta plinto (Rem 1972) han mostrado que un incremento ~e la t~su de pcrcolación promueve la tasa de trans~erencm de masa e incrementa la proporción del JUgo, en celdas abiertas. que es accesible al 1íquido extractor. El límite superior de la tasa de percolación se conoce como la lasa de inundación. La inundación del colchón de caña ocurre cuando se aplka sobre la superficie superior del colchón más líquido del que puede en realidad pcrcolar hacia abajo entre las partícul~ts de caña. Esto genera varios. problemas operaciOnales, destruyendo los gradientes de c.oncentración a lo largo del difusor de caña, lo que llene un severo electo negativo sobre la extracción e i~cluycndo en casos severos el desbordamiento d~ cana en la entrada o salida del difusor.

d:

El uso de varias etapas en lugar de un solo tanlJ~I~ gra~dc de mezclado permite alcanzar mayores

dJierenctas S'lC'lf " en cana - y la sacarosa . . · cntn' 1·'1 ·' ' os,¡ en el !tqutdu de pcrcolación. A medida que el número de et_apas incrementa, el sistema se acerca más a un_ flUJO en co.ntracorriente ideal. Sin embargo, a med¡~a. que se mcrementa el número de etapas el be_neJJcJo obtenido es cada vez menor y el mejoramiento ma~·ginal comienza a ser muy pequeño.· Los pnmeros difusores se instalaron con alre~~Ú(:rde IR etapas. La tendeneia en los últimos años • de etapas. resultando en ,ill~tdor'du,· •. t.: ctr e 1 numero ' eJectivo e · .JQÚJSC. no mas econlímicamentc. Los difumres " no necesitan tener m'.· de nñ·¡ ' ' d' e alt a extn:tccion ...as de 1:2 etapas.

6.4.6

Temperatura

El uso de temperaturas elevadas es benéfico pues permite incrementar la tasa de extracciún au1~entar la difusividud molecular y redueir la viscosJ~ad del líquido. Sin embargo, este efecto no es tan Importante como el efecto de la preparación y el ~ujo de líquido. No obstante. se ha estimado que un mcremento en temperatura de 5 "C desde 75 oc h~l;<;ta 80 oc conduciría a un incremento de la exlraccton de aproximadamente 0.:2 1if: (Rei 11 1974). La razón más importante para mantener la temperatura por encima de 75 oc es el control de la ac-

ai

Refnendar pd¡;.20J

6 Difusión de caña

192

tividad microbiana. Esto se discutirá en la Sección

6.6.7. Los difusores generalmente son operados

oc,

alrededor de 85 permitiendo el uso de vapor extraído de los evaporadores para propósitos de calentamiento.

6.5

Secado de bagazo

En algunas de las primeras instalaciones se utilizaron prensas tipo tornillo francés como mecanismo de secado (Payne 196S), que estaban mejor condicionadas para esta tarea debido al elevado contenido de humedad y a la fricción reducida por la elevada temperatura. Sin embargo este dispositivo probó ser problemático y sujeto a considerable desgaste causado por la arena. Debido a la gran cantidad de jugo que se requiere remover y a la elevada temperatura del jugo en el bagazo de los difusores, inicialmente se encontró que el secado del bagazo con molinos convencionales era una operación muy difícil. El deslizamiento o patinamiento del bagazo en el molino fue un problema serio, pero esto se ha solucionado en gran medida con técnicas más adecuadas para dar rugosidad a las mazas o rodillos de los molinos. Para lograr buenas humedades del bagazo es esencial asegurar que las mazas de lus molinos secadores mantengan una buena rugosidad. En adición a esto. para alcanzar buenos resultados es también importante contar con un buen drenaje del jugo y largas tolvas de alimentación. Debido a la gmn cantidad de jugo, el secado generalmente se tiene que efectuar en dus etapas. Si se intenta utilizar un solo molino de cuatro mazas. frecuentemente se encuentra un sobreftujo considerable de jugo que pasa sobre la maza superior hasta el bagazo, razón por la cual se requieren dos molinos secadores en serie, el primero destinado a remover una gran proporción del jugo. Una alternativa es la adición de un sistema de alimentación forzada al molino. Las mazas del alimentador forzado deben tener la capacidad de remover suficiente jugo del bagazo del difusor de manera que sea posible alcanzar una adecuada humedad del bagazo con una sola unidad de molienda. En Suráfrica se ha encontrado también que se deben utilizar bajas velocidades superticiales en las mazas de molinos secadores para poder obtener hu-

6.5 Secado de bagazo

medades del bagazo por debajo de 50%. mHC!Hn;¡L mente. se requieren rayados más grandes y de molienda entre las aperturas de operación da/salida ligeramente superiores que en un convencional. El seguimiento de molinos·"'"'"'"'"' de bagazo en SurMrica a mediados de 1990 lllostn~ dependenciu entre la humedad del bagazo y la ca. paeidad de los molinos secadores instalados. P~ra lograr una humedad de 50 %, se ha requerido un volumen total de las mazas de aproximadamente 0.4 m 3 por tonelada de fibra procesada por hor~· desde ese entonces el progreso en lograr menore~ humedades ha sido evidente. Algunas estaciones de secado operan usando dos molinos secadores en paralelo y no en serie, Esto conduce a velocidades de los molinos mucho más bajas, lo que ayuda a alcanzar una baja hume. dad del bagazo. El arreglo óptimo depende deltamaño de los molinos y la tasa de fibra procesada. La operadón de dos molinos de cuatro mazas en ~erie es más fácil de adoptar y operar que dos molinos con alimentación forzada operando en paralelo. La

Tolva Don el/y

. .

•

crncHlD c 011

conductores de bagazo es también .

op IJiiC'!(h con el arre!2lo ensene. enos com ' • . . ~ . n1 A !2Unt.1s .sistemas !Jvmnos. de secado han s1do . 1 - . delante de los mo!J nos secadores en vajnstnlaL1os .. , . . · ., ·iones en Jdercntes fabncas. Uno de estos nas oc,JS -. . , , ·'stcnw secador Sucatlan, accwnado hidrau[ue e1 sJ. .

, t. v conectado con d1fusores Saturnc. Aun]!ca!llen t:. .. .,,,,. secadores \Jvwnos representan conceptos quees -~· __ . . -,., 1,. Jos numerosos mtentos efectuados han atroc t 1 ·~. -· . . se afirma que. mstalac10nes la- ll adt> . Sin emban.!o. ~ . recientes en Brasil han logrado ser cteclivas. La Figura 6.9 muestra ellipo de secador liviano en uso. Típicamente se utiliza arriba un rodillo de compresión rayado de aproximadamente 0.9 m de diámetro. mi~ntras que para el rodillo de aln~o se utiliza un tambor grunde provisto con perforaciones Jc JO mm úe diámetro que facilitan el drenaje

de jugo. El sistema es alimentado con una tolvu Dmme!lr convencional. Las mazas pueden tener centros c~tacinnarios o la maza de arriba puede ser cargada Ji!!eramente. Lns requerimientos de potencia son b~jos, típicamente 1.5 a 2.0 (kW · h)/tF. Mientras que es importante reducir la humedad del bagazo para mejorar su valor como combustible, d jugo adicional que se recobra también promueve la extracci<ín. La magnitud de este efecto se puede calcular asumiendn que el jugo residual en el bagazo es todo de igual cunccmración y que su pureza P no cambia wn pequeños cambios del contenido de humedad. Si el análisis del bagazo es conocido, la concen-

193

tración de azúcar en el jugo contenido en bagazo, asum icndo 25 !J¡-; agua 1ibre de Brix. sería: ll'sJ :;:::; ll'S.II / (

1-1.25

1\'F.B /

lQQ)

(6,24)

Si el contenido de humedad del baguzo se reduce, los contenidos de sacarosa y fibra también cambian. Utilizando la ecuación (6.24) y la siguiente relación para el balance de masa: ll·'w.n

+ 1\'r.u + ll's.n · 1001 P:;:::; 100

(6,25)

es posible calcular nuevos valores para los contenidos de fibra y sacarosa. Asumiendo que toda la Abra de la caña se encuentra en el bagazo, la extracción puede ser calculada como:

E:;:::; 100 · [ 1- {ll's.n 1\l'r..B }1( ll's.c 111'¡.-.c)

J

(6,26)

con los diferentes valores de sacarosa y libra en bagazo. La Tabla 6.3 presenta valores calculados de mejoramiento de extracción debido a la reducción de la humedad utilizando este procedimiento. El cambio en extracción no es sensible a los supuestos valores de sacarosa y fibra en caña. Los valores teóricos han sido con Armados en la práctica por varias mediciones a pesar de los supuestos y se piensa que estos estimativos son confiables. Puede apreciarse que a niveles b;:~os de extracción, el efecto de mejorar la humedad del bagazo tiene un efecto más significativo sobre la extracción.

Maza rayad] Tambor con perforaciones

T:~hlu 6.3: Efecto de reducir una unidad de humedad del bagazo desde 51 q, hasta 50% sobre la extracción~ se supone qu~ ~lconlenidn de sacarosa y llbra en cana son 13.0 y 15.0 g por lOO g respectivamente y lJUe la pureza de! jugo residual

es 75.0 Humedad del bagazo ww,B

E:nracción de sacarosa E

Sacarosa en bagazo ll's.n Fibra en bagazo wF.n Sacaro~a del jugo en

bagazo

Nueva humedad del bagazo ll'wu ~del jugo ~-n-,b~a_~!!a-,-.n-n•~,.~-,~(n-u--c-;u_n_b-ia___i_g_u,-.¡¡-,~lll·~ Descarga de bagazo. a conductor mtermEci'J

Figura 6.9: Secador liviuno de bagazo de dos mazas

Fibra en bagazo w 1.-.n Sacarosa en bagazo ~~'s.n Extracciún de sacarnsa E Cambiu de extracción J:...E

51 95 2.01 46.32

96

1.62

!.23

46.84

47.36

98 ttH3 47.89

4,77

3.92

3.01

2.07

97

50 arrib-u~)----:-::::;----:-:-::::-'-'---:e 4.77 3.92 3.02 47_91 47.4t 48.41 !.94 L57 l.l9 95.27 96.22 97.16 0.27

0.22

0.16

2.07 48.93

0.8 9HJ 1 ttll

f?t:fácnciax ¡uig.203

194

6.6 6.6.1

6 Difusión de caña

Control y operación de difusores Monitoreo de la eficiencia de extracción

Para poder monitorear la extracción de manera rutinaria, son necesarios análisis de caña y bagazo. La medición de la humedad luego de cada uno de los molinos secadores es también beneficiosa. La extracción de Jos difusores es menos dependiente de la calidad de caüa que en un tren de molinos. Por lo tanto las diferentes formas de extracción reducida que han sido propuestas no son en realidad aplicables para los difusores (Rein 1975). La extracción alcanzada exclusivamente por el difusor no se puede monitorear debido a la gran cantidad de jugo que sale del difusor en el bagazo húmedo. Un intento para resolver este problema fué el lavado del exceso de jugo del bagazo y la medición de la cantidad de sacarosa que no había sido extraída y no estaba disponible por simple lavado. Esto condujo al concepto de ''extracción de Brix difícil'' y la medición de lo que se denominaría extracción específica (Ferguson et al. 1972). Esta medición permite evaluar aproximadamente la extracción alcanzada por el difusor. pero el resultado es dependiente de la técnica y no se utiliza rutinariamente. Debido al importante efecto de la preparación de caña sobre la extracción, se requiere que el Pf o POC sean medidos sobre una base rutinaria. Frecuentemente las caídas de extracción se asocian con el deterioro de la preparación, Jo cual puede identificarse con análisis de rutina. Es una práctica comtín tomar muestras de jugo de cada una de las etapas del difusor de manera regular. cada hora o una vez cada turno. Los sólidos disueltos (Brix). la temperatura y el pH de cada muestra son medidas y se traza un perfil de estas variables a través del difusor. Un ejemplo se presenta en la Figura 6.10. Estos perfiles muestran si se está logrando un control Je temperatura adecuado y si el sistema de flujo de jugo se encuentra operando satisfactoriamente. Idealmente, el perfil de Brix a lo largo del difusor deberá mostrar una pendiente descendente con gran inclinación en la entrada del difusor y que se reduce a medida que se aproxima al extremo de

6.6.3 control de la percolación en difusores

20 18 e 16 ru 14

1""

?;'2.

88 ~ 84 e~ 80 2

.9 -¡¡¡

12 o ~ 10

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Jugo 1 2 3 4 56 7 8 910111213141516 No. de estaciones de la circulación del jugo

Figura 6.10: Valores típicos de temperatura, pH y s6lidos disueltos medidos en las diferentes etapas de un difusor l Temperatura; 2 pH; 3 Contenido de sólidos di~ue!tos

descarga. Cualquier desviación de esta curva Jc Brix es una indicación de problemas en el sistema de tlujo de líquido. Es de vital importancia que la altura del colchón sea uniforme a lo ancho del difusor. Si se presenta un punro bajo en la distribudón a lo ancho, esto pro. ducirá un surco a lo largo del difusor, lo cual permitirá que el jugo fluya hacia atrás y adelante sobre]¡¡ superficie del colchón, destruyendo el gradiente t!c concentración en el difusor y causando problemas de pcrcolación e inundaciones en algunos casos. Es mucho menos petjudicial si la altura del colchón \'U· ría a lo largo del difusor, probablemente como con· secuencia de una tasa de alimentación inestable. La temperatura deberá ser de hasta 75 oc en !a etapa uno y alcanzar la temperatura de operaciün requerida en la etapa dos para entonces permanecer estable a lo largo del difusor. Un perfil de temperatura como el mostrado en la Figura 6.10 indica si los valores objetivos de control o los puntos de adición de vapor calefactor requieren ser modificados. El agua de prensado deberá ser retornada sohre un punto donde su Brix (normalmente cerca de 1-2) corresponda al Brix del jugo entre etapas. Esto es generalmente una o dos etupas atrás de la descarga del difusor.

6.6.2

Control de la alimentación de caña y la velocidad del colchón

La alimentacil)n de caña en un difusor involucra el control de la tasa de alimentación volumétrica ll

.. . difusor. Esto gencralmcme se efectúa de de- [ll:IS•l.l 1 . , , .. . de estas tres nt.tner
uc=--h·h ·Pt>.l

(6.27)

El rnejnr desempeño se obtiene con el difusor funcionando bajo condiciones totalmente estables. Se han realizado intentos de variar la velocidad del colcluín para mantener una altura constunte. Debido a los grandes tiempos de retardo involucrados, esto no ha podidn rnnstrar ninguna utilidad. Incluso cuando ocurren breves variaciones de la tasa de procesamiento. es preferible mantener la velocidad del coklHJn constante mientras que las roscas agitadoras ayuJan a nivelar el colchón. Esta estrategia farorecc inmensamente a los molinos secadores, que de otro modo tendrían que hacerle frente a una alimentación nuctuante. La velocidad del colchón debe ser altcrada únicamente cuando se desea un cambio de la tasa de molienda o si se quiere cambiar la alturu del colchón de caña.

6.6.3

Control de la percolación en difusores

Problemas de inundación o perco!ucil'ln se pueden encontrar frecuentemente en difusores que no han sido configurados correctamente. Anderson y Smit!t ( 19Hl) describen los problemas qúe pueden presentarse.

195

Las condiciones ideales de flujo en un difusor. corno se presentan en la Figura 6.1. no son usualmente alcanzadas. Existen dos razones para esta no-idealidad: l. La dispersión hacia los lados conduce a que parte del jugo caiga en bandejas de etapas anteriores. tal como lo han demostrado pruebas utilizando trazadores (Lot•c y Rein 1980). Corno las diferencias de Brix entre etapas adyacentes no son grandes. a excepción de las primeras etapas. este mezcludo hacia los lados no tiene un efecto significativamente adverso sobre la cxtra<.:ción. 1.. El jugo bombeado desde la bandeja de una etapa no logra siempre llegar hastu la bandeja de la etapa precedente, corno en un sistema realmente escalonado en etapas. Existe siempre un cierto grado de 'recirculación' o 'puenteado' (bypass), que depende de las condiciones de operación y el posicionamiento de las boquillas espray. Esto se ilustra en la Figura 6.2. Los resultados de condiciones inapropiadas son inundaciones o tasas de percolación excesivamente bnjas. Cambios relativamente pequeños de la tasa de procesamiento en el difusor. la variedad de caña o la preparación, pueden tener un efecto significativo sobre la posición óptima de las boquillas espray. Por esta razón se ha desarrollado un sistema donde el punto de aplicación del jugo entre etapas puede ser controlado automüticamente. Esto se logra a partir de mediciones del nivel de jugo en el colchón de caña y ajustando la posición en la cual el líquido se aplica sobre lu superflcic superior del colchón para mantener el nivel de líquido en un punto óptimo (Rein e !nglwm 1992). Esto brinda mejores resultados que simplemente <.~justar las boquillas espray para las condiciones promedio. El avance óptimo de los espray puede ser calculado a partir de las ecuucioncs (6.10) a (6.12). Para esto se requiere un estimado de la velocidad de percolación en el difusor, la cual puede ser obtenida a partir de un conjunto de mediciones bastante simples. Esto involucra el establecimiento de condiciones estables en el difusor con un nivel de líquido en el colchón, pero sin ninguna inundación para luego detener el 11ujo a través de todas las boquillas. La tasa a la cual el nivel de líquido desciende, observada a través de las ventanas a los lados del difusor, permite obtener la velocidad de percolación. La medición puede ser repetida varias veces para obtener

196

6 Difusión Je cuña

una estimación Jel rango y el promedio de la velocidad de pcrco\ación. Idealmente el punto de aplicación del jugo en cada etapa debería ser ajustado automáticamente. Alternativamente el ajuste puede ser manual, avanzando la posición de los espray si ocurre inundación o atrasando la posición de estos cuando el colchón se encuentra muy seco, es decir cuando el nivel del líquido en el colchón no es visible. Es una práctica común reducir el nivel de preparación cuando ocurren inundaciones. Esta es una respuesta inapropiada y tiene un serio efecto de detrimento sobre la extracción. Una mejor aproximación es el uso de un sistema espray variable que permita ~justar el punto de aplicación del jugo, lo que además maximiza la extracción. En ausencia de espray ajustables, la práctica de apagar una o más bombas entre etapas donde la inundación ocurre es menos dañina pura la eficiencia de extracción.

6.6.4

6.6.6 Mantenimiento de difusores

caña, llevando a la formación de ácido acético ácido acético puede entonces ser volatilizado en. evaporadores, causando serios problemas de sión en las calandrias de los tachos y en las tuberías de vapor y condensados (Beckett y Gralwm 198g¡ En general, los niveles de ácido acético en caña ob~ tenidos mediante análisis directo se encuentran en promedio alrededor de 200 mg/kg OS. En un difusor controlado apropiadamente se puede esperar un valor alrededor de 300 mg/kg DS. Cifras medidas en Felixton han alcanzado en algunas ocasione, valores tan altos como 1000 mg/kg DS bajo condi~ ciones desfavorables. Con el objeto de evitar estos problemas, la cal se adiciona preferiblemente en más de una etapa y el control se facilita en ucasinnes mediante el uso de una suspensión (slurry¡ de aproximadamente 4 aBaumé. Sin embargo. idealmente el difusor debería ser construido utilizando acero inoxidable o aplicando recubrimientos para control de corrosión. de manera que se evite la necesidad de adicionar cal.

Control de pH

EL pH del jugo en el difusor es usualmente controlado mediante adición de cal. El pH no afecta a la extracción y la cal se añade solamente como un medio para el control de la corrosión. La temperatura es suficientemente baja para que incluso al pH normal de jugo, entre 5.0 y 5.5, la inversión de sacarosa no sea significativa. Un control de pH adecuado puede ser logrado mediante la adición de cal en dos o tres etapas del difusor. Generalmente la cal se dosifica sobre las bandejas, siendo mezclada por la bomba de cada etapa y el pH se mide en el tubo de descarga luego de la bomba. Se debe tener cuidado para asegurar que no ocurra sobreencalado en ninguna de las etapas (pH > 7). Se ha observado que esto afecta adversamente la percolación (ÜH'e y Rein 1980), efecto que no es reversible aún si el pH se reduce subsecuentemente. La inspección regular de la información en los perfiles como se presenta en la Figura 6.10 ayuda a determinar si los controles se encuentran funcionando adecuadamente y si los objetivos de control han sido seleccionados

.,

Adicionalmente, el sobreencalado del jugo en difusores puede conducir a la hidrólisis de grupos acilos a partir de la hemicelulosa de la fibra de la

6.6.5

Control de corrosión en difusores

Las paredes laterales y el fondo de malla de Jos difusores son construidos con acero inoxidable o resistente a la corrosión para sortear el problema de la combinación corrosión/erosión. De igual manera, los pasadores y los bujes de las cadenas son en algunos casos fabricados con acero inoxidable, dado que el pH de la pelú.::ula de jugo formada entre los componentes de la cadena puede caer fácilmente u bajos niveles debido a la acción microbiana y ser por lo tanto muy corrosivo. El pH natural del jugo de caña es tal que puede causar una corrosión significativa de las partes del difusor fabricadas con acero duke o de bajocarbono. Por esta razón, generalmente se adiciona cal (pero no siempre) en una o más de las bandejas de jugo, utilizando sistemas de control de pH autormíticos. El objetivo es mantener el pH alrededor de 5.~ a 6.8 en todas las etapas del difusor. El lado interno del techo del difusor y las ban· dejas de cada etapa necesitan ser protegidos contr:J la corrosión, bien sea mediante aplicación regular de pinturas u otro recubrimiento protector, u mediante el uso de un material resistente a la corrosidn tal como el 3CR 12.

Mantenimiento de difusores

6.6.6

Una de lus principales ventajas de la difusión , . 'e! O a la molienda es la significativa reduccon n::s11 t:: • • • _,· • de los costos de mantemm1ento. Se reqmere 11 dO oco mantenimiento semanal y solamente los m«YP · -- so bre una _ ·,¡tes elementos necesJtan atenc10n

5J!!llld

.

t,¡;se anual: • El desgaste de Jos soportes de cadenas, los cuaJes necesitan ser reemplazados después de pocos años. El desgaste de roscas levantadoras a pesar del recubrimiento duro aplicado en los bordes de lus hélices. Estas necesitan atención periódica. El mantenimiento rutinario de las bombas. Es necesario revisar la corrosión de bandejas v elementos estructurales de acero, particular~1ente en el extremo de entrada del difusor donde los valores de pH son más bajos. Los pasadores y bujes de las cadenas requieren ser reemplazados. Estos tienen una vida útil entre 5 y 25 o más años. dependiendo de Jos materiales utilizados y el tipo de diseño de la cadena. El accionamiento del difusor (motor de velocidad variable y engranajes reductores) necesitan mantenimiento rutinario. Los cojinetes de los principales ejes en los extremos requieren inspección rutinaria.

6.6.7

Microbiología de la extracción

Los jugos de bajo Bri x se degradan fácilmente por la acción microbiana. A temperatura umbiente un amplio rango de organismos denominudos mes61ilos pueden fermentar los jugos de azúcar. Probablemente la actividad microbiana más evidente es causada por el Leuconos/oc sp, que es una bacteria formadora de limo o babaza. Estos limos son comúnmente encontrados en trenes de molinos donde no se da sulkiente atención a la limpieza. Las acciones requeridas para un tren de molinos se pre~cntaron en la Sección 5.12.3. En Jos difusores, donde las temperaturas son considerablemente más elevadas, los organismos mcsófilos se tornan inactivos, pero Jos hípertermóJl!os pueden estar activos. Estos son generalmente bacterias productoras de ácido láctico que son activas a temperaturas de hasta 70 oc. El rango de pH

197

encontrado en los molinos y di fusores entre 5.0 y 6.5 no tiene un efecto significativo sobre la actividad microbiológica. Para el control de la actividad microbiana en difusores se requiere simplemente operar con una temperatura promedio de aproximadamente 85 Esto asegura que la temperatura en ninguna de las etapas estará pnr aln~jo de 75 oe, la cual es considerada como mínima temperatura de operación. Se debe instalar suficiente capacidad en los calentadores de jugo a la entrada del difusor. con el objeto de alcanzar una temperatura del colchón de por lo menos 75 dentro de la primera etapa. Bajo estas condiciones, el jugo mezclado que sale del difusor se encuentra a una temperatura de aproximadamente 60 a 65 oc. Si las temperaturas se mantienen por encima del valor mínimo mencionado no es necesario utilizar biocidas. Las pérdidas de azúcar en difusores pueden llegar a ser muy elevadas si las temperaturas no se mantienen por encima de 70 oe, No se considera viable operar un di fusor a menores temperaturas, pues las pérdidas bajo estas condiciones pueden ser muy severas. El uso de biocidas en las plantas de extracción de caña es costoso. En los difusores, el alcanzar niveles satisfactorios de temperatura es una opción mucho más simple, económica y efectiva para el control microbiológico. El mayor producto de degradación de los hípertermófilos es el ácido láctico, el cual puede ser determinado de manera rutinaria. Adicionalmente, los casos severos de pérdidas microbiológicas serán evidentes en correspondientes caídas de la pureza del jugo. La medición rutinaria del ácido láctico en el jugo se recomienda como medición de control. Un promedio de 300 mg/kg de ácido láctico por ROS representa un valor realista tanto para un tren de molinos como para Jos difusores. En la industria del azúcar de remolacha se utilizan calentadores preescaldudorcs, en los cuales el jugo que sale del difusor se enfría a medida que se calienta a la remolacha. La idea de esto es producir un jugo más frio que permita utilizar vapor del último efecto o incluso condensado para transferir calor y mejorar la eficiencia energética. Esto sería probablemente muy peligroso con caña en términos de pérdidas microbiológicas, debido a que menores temperaturas son ideales para la actividad de numerosos organismos.

ac.

ac

\99

6.7 .4 Efecto en la calidad del jugo 6 Difusión de caña

!98 En este caso se tendría que recurrir a un uso intensivo de biocidas. Esto es menos apropiado para ~a caña que pura la remolacha debido a que _la t~mpera~ tun ambiente y la temperatura de la can~ ttcn~en a 'er"mucho más elevadas y la nora microbtoló~Ica se :ncuentra frecuentemente bastante establecida en la caña, particularmente cuando ha sido cosechada mecánicamente con combinadas trazadoras.

mayores que aquellos de un sistema de_ :xtracción -·. eouivalente EstacomparacJOn toma en por d1·¡uston .1 • •. 'ho ·'e c¡ue las cadenas de los dtiusocuenta e1 hec u · . res tienen que ser remplazadas o provistas con nuc. y t1u¡"es periódicamente. A11derson y vos pasadmes . · ., . . , , , . Smith 0981 ) presentan edras stmdares que conhr-

man esto. . . Un análisis de costos durante cmco za\Tu~ en las líneas de extracción por difusi~~ y p_or ~olten­ da de la fábrica Maidstone en Surútnca. me_ uyendo la preparación de caña, mostraron. respectivamente durante la zafra, fuera de la zafra Y en total de costos para la línea de difusión de 71 %._ 48 tk y % frente a aquellos de la linea_ de mol~enda. Si 64 se removierese los costos de manejo de cana y pre.. ¡ s cst 1·111 ados de LmllHsse Y A/l(lcrsrm paracton, o · . , . . 6.7.1 Costos de capital y Smith probablemente senan confir~n.tdos (Rcrfl ). [(umar y Ruo (2000) establecieron q_u_e los La planta de extracción generalmente constitu1995 · • y mantenimiento de un dllmor, ye un elevado costo dentro del complejo total que costos de Operacl 0 11 . , . ¡ molino secador. son 44% de los cos'b . a de azúcar Con respecto a esto, mc1uyenuo •1 ·· . · forma una f a nc los difusores ofrecen ventajas considerables sobre tos para un tren de cuatro mohn?s._ .. Para la operación y mantentmiento de un d!!Ulos molinos convencionales. sor se requiere menos personal. En general sc_ru:dc Las comparaciones deben efectu~rse enfrentan~ . s costos de operaciún y mantenmtrendo a los difusores junto con sus molinos secadores asumtr que 111 · . . L n·e (1984) su. toserán ambos aproximadamente la m~tad !rente a l frente a los trenes de mo mos. aHIIL · :, de 1111 tl·en de molinos considerando un . girió que los costos de capital de una planta de d~l ~­ 1os costos sión son aproximadamente e\66% de Jos ~ostos e difusor de capacidad equivalente. un tren de molinos y probablemente tan_ bajo~ ~omo 55% si se utiliza un solo molino a contmuac!On del

6.7

Comparación con la molienda

difusor para el secado de bagazo. . Datos obtenidos por Tongaat-Hulett conhrman h cifra de 66 l/¡¡ con dos molinos secadores y con ~eta en una extracción de 96% (l~CÍI! 199 9 ) .. , Sin emhargo. si se requiere una. extraccwn_ ~e 98 %. la razón entre los costos de capital de un dtfu. r-ducea60% Por sor frente a un tren de m o1mos se e . , ... \o tanto. la ventaja en costos de capital de la dtfustOn se incrementa a medida que se apunta a alcanzar

6.7.3

Efecto sobre el balance de y potencia requerida

En los sistemas de difusión se requiere adicional, que generalmente se obtiene a Ie:' vapores 1, 2 o 3 extraídos desde los una cantidad igual a aproximadamente ! 1 ,e . f . ,. se encuentra a El jugo que sale de 1os d- t usore" . ., vo~ temperatura, con lo cual alrededor de .., ~ste calor es recuperado, pero usualmente St: una mejor extracciún. _ .~ ~ ' ·' , n', en el ba!!aZll Estos valores son mayores cuando se requieren una gran parte ue 1a ener ei"I cal\c,ntom1iel1l'O. 1 alimentadores forzados en Jos molinos secadores liente. Si se utiliza vapor 1 para el ' , . d ¡ baoazo aceptables, efecto neto luego de la evaporación es un "d· ·' para alcanzar hume d a-des e e. · . . , .. -, la cantl ,Iu pero se reducen si el alimentador !orzado pemute de aproximadamente 3 0{! c.m.t en . al • • 0 io convcncron · de vapor requendo en un meen . . . . 0 ,, utilizar un solo molino secador. ,., , ', una fábrica con ddusm n . , . usa vapor- o-, más vapor que una con moltnos Una desventaja de la difusión se , . '·t~ u~ la aren.! 6.7.2 Costos de mantenimiento y hecho de que una mayor pai e t.: ,¡ b' !lazo · 'ente en e ,I_ operación ne con \a caña termma pres . _ ~ TípiC'l!llt:lliC ., (1984) estimó que los costos de manmenos en el jugo mezc 1a do. - " o L amus.\e 80 tenimiento de un tren de molinos son de 70 a ¡o

l

uc contiene 2 % de cenizas, la ceniza % bagazo

' mo ¡·mos sena ' "" .. con un tren ue .J ..J en comparacron una cifra de -1-.0 para un difusor de caña (Lamusse l98.:! ), Por el contrario Auderson y Smith (1981) reportaron ~n Australia un increm_e~to muy pequeño de las cenizas en bagazo de un diiusor con respecto a la molienda. El efecto de incrementar las cenizas es marginal mente una reducción del poder calorífico del bagazo (ver ecuación (27.1) en la Sección 27.2.1 ), pero una dcsvent~ja más severa es el hecho de que la arena adicional en el bagazo puede llevar a incrementar el desgaste de las calderas. Este efecto puede ser minimizado con un buen diseño de los bancos Je tubos de la caldera. En general se puede eliminar la posibilidad de tener erosión severa asegurando que Jas vclocidndes de los gases a través de los tubos de la caldera sean menores que l:2m/s (Secciún

1 J~

27.5.8). ran Hengcl (1990) mostró que una fábrica con difusor requiere destinar mucho menos vapor para los accionamientos principales, de manera que se pueden utilizar calderas de baja presión. Alternativamente. la difusión presenta una ventaja considemble para fábricas que exportan energía eléctrica. Los valores típicos Ue potencia instalada (excluyendo la preparación Ue caña) son 90~100 (kW · h)/tF pam un tren de molinos y 45-50 (kW · h)/tF para

Tabla 6.-t: Cnmparacilín de la cantidad de bagazo y vacon un Ji fusor y con un tren tle molinos pru300 t/h con una tasa de imbibición de 300 lJc la f;íhrica genera vapora 3.2 MPa v se utiliza la estacilin tle wchos y los cale~tamientos

nr'' ·'"mde

Molienda Difusión 143.8

47.9 50.7 87.5 3.0 84.5

l

tlc \'apor

152.3 50.8 53.5 91.5 1.5 90.0

7-1-97

non

176

ISO

68.7

75.7

15.8

\4.3

una planta difusora incluyendo a los molinos secadores, es decir alrededor de la mitad de la potencia que es requerida con la molienda. Información müs detallada se encuentra en otras fuentes (Rein y Hoekstra 1994). Posteriores comparaciones de datos fueron presentados por Kunwr y Rao (1.000). los cuales confirman estas cifras. Los resultados de una simulación del balance de energía para un difusor y para un tren de molinos, cada uno moliendo 300 t/h, fueron dados a conocer por Rein y Hoekstra (1994) y se presentan en la Tabla 6.4. Otros resultados ele estas simulaciones mostraron que el uso de vapor vivo de una fábrica con difusor puede ser reducido por debajo del consumo con molinos si se utiliza vapor 1 para los calentamientos y que 4.5 MW adicionales de potencia eléctrica pueden ser exportados desde una fábrica con difusor. Cuando se efectúa reciclaje de lodos del clarificador, se ahorra el uso de bagazo en la estación de filtros, el cual estarú disponible para su uso como combustible.

6.7.4

Efecto en la calidad del jugo

Los dos efectos mús evidentes de la difusión sobre la calidad del jugo son un mayor color y un jugo mucho más claro, es decir con menor contenido de sólidos suspendidos. El color depende de cuan limpia se encuentre la caña y de la temperatura en el difusor, pero puede constituirse en un problema importante cuando se quiere producir azúcar crudo de bajo color o blanco directo en la fúbrica. Una comparación de la calidad del jugo de un tren de molinos y un difusor se presenta en la Tabla 6.5. Esta muestra claramente que el contenido de sólidos suspendidos en el jugo es considerablemente menor para el difusor, y que el ácido láctico. un buen indicador de la actividad microbiológica, es signillcativamente inferior para el jugo del difusor. El jugo del difusor tiene una pureza 1igeramente inferior. pero esto es debido en gran medida a la mayor extracción.

Sólidos suspendidos. En Suráfrica los sólidos suspendidos en el jugo se miden con precisión en todas las f<íbricas. debido a que afecta el pago por sacarosa en el jugo mezclado. Por lo tanto es fácil efectuar comparaciones válidas entre el jugo de los trenes de molinos y de Jos difusores.

U
200

6 Difusión de caña

Tabla 6.5: Comparación de la calitlud del jugo obtenido con un difusor y cnn un tren de molinos (prnn1cdios de 10 años en la fúbrica Maitlstonc), fuente Rein (19~5) Difusión Molienda

Pureza respecto a sacarosa GC en {;~ 84.1 84.9 Sólidos .~uspendklos en g/!00 g jugn 0.16 0.64 il Pureza jugo mezc!udu- pureza caña 0.12 0.67 Razón Pol/Sacarosu 11.988 0.9H5 Acido hiclicn en mg/kg OS 270 560 Extracción de sacarosa en t;;:} 97.7 97.2

Tuhla 6.6: Nivel promcLiio de los sólidos suspendidos en g/100 g de jugo en J¡¡s fUbril:as de azúcar Surnfricanns

Zafra

Molienda

Difusión de caña

Promedio industria

1Y.S6/H7

11.811 0.87

0.09 11.118

0.39

1987/88

0.37

La Tabla 6.6 muestra los niveles promedio de sólidos suspendidos en el jugo de los trenes de molinos y difusores de caña en Suráfrica durante dos años de elevada productividad en un periodo de mediados de 19~0, durante el cual aproximadamente la mitad de la cuila de la industria fué procesada con difusores. Se aprecia que los sólidos suspendidos en el jugo de molinos son mayores en órden de magnitud frente al jugo de los difusores. Estas mediciones son tomadas luego del cernido con filtros de malla. En la mayoría de fábricas con difusores no se instalan filtros Je malla, debido a que los niveles de sólidos son muy bajos. Información recopilada en fábricas Surafricanas indica que los sólidos suspendidos en el jugo obtenido con difusores de malla estacionaria son menores que con di fusores de malla móvil. Típicamente estos valores son 0.1 y 0.5 g/100 g jugo respectivamente. Pa_me (1968) informó que la clarillcación del jugo se puede realizar dentro del difusor debido a la acción filtrante del colchrln de caña. Esto involucra el calentamiento del jugo hasta aproximadamente 90 "C y el incremento del pH hasta un rango de 7.0 a 7.3. El jugo puede entonces ser enviado directamente a los evaporadores. Sin embargo, este es el tínico caso tle clarificacirln dentro del difusor que

6.7.5 Cernido y filtración del jugo

h~ sido informado y esta prdctica no es utilizada en nmguna otra parte.

Color del jugo y del azúcar. En promedio, el color del jugo de un difusor es de 10 a 20% mayor que en el jugo de un tren de molinos, pero esto se ve afectado por varios factores. Rei11 (1999) muestr¡¡ corno ha cambiado el color del azúcar en la indus. tria Surafricana por una variedad de razones. Los siguientes aspectos son ele interés: El procesamiento de caña de baja calidad oh. tenida durante una zafra afectada por sequi¡¡ condujo a un incremento del color de 40-50% tanto con molinos como con difusores. · Cuando se pasó de procesar la mitad de la caña por difusión a procesar toda la caña por difusi6n en la fábrica Maidstone en 1995, no se evidenció ningún cambio significativo de color a consecuencia de la instalación del segundo difusor. En contraste, el cambio de molienda a difusi6n en Umzimkulu en 1991 resultó en un cambio del color de azúcar desde ab;:~jo del promedio de la industria hasta por encima de este promedio. El jugo de diferentes variedades de caña en Suráfrica puede presentar grandes diferencias de color. Las variedades que tienen mayor color presentan valores que superan en más de do5 veces el color de las variedades de menor color (Lionner

19~8).

El momento de cosecha durante la zafra tiene un gran efecto sobre el color de la caña y del azúcar. El color del azúcar durante el primer y último mes de la zafra puede ser mayor en 50lOO c¡v frente al color a mediados de la zafra. La presem:ia de hojas y cogollos tiene un efecto significativo sobre el color del jugo en Jos difusores. Lionner (1988) encontró que Jos promedios de hoja y cogollo en las fábricas de Sudfrica podrían incrementar el color del jugo en aproximadamente 10 %. De acuerdo con Payne (1968).1as hojas sean verdes o secas, son lamayor causa de de sarro] Jo de color. 1ncrementos de temperatura conducen a un mayor color del jugo. Mediciones en la fúbricu Amatikulu mostraron que una reducción de temperatura de aproximadamente JO (}C resulta en una caída del color de 15 %. Ummet (1988), sin embargo, mostró que un cambio de 10 oc en la temperatura cambia el color del jugo en 12 f!(, pero esto aplica para caña cortada manualmente.

-r de estas tlbservaciones, es claro que aunque ·\par 11 ' . . ¡sión resulta en un mayor color que la molien1 l'ldJL ', ,¡ros factores tales como la variedad de caiia, la Ja.' - 1as con ct·!ClOnes · -· . ··za de la cana, e¡·nnat1cas y el [JJI]plt:. , 1110 Jc cosecha durante la zafra pueden tener morn¡; , . ·ccto si!.!nilu:attvamente mayor sobre el color un el ._ , . 1uo )' del a!"ucar. de l Jl:: Otros constituyentes. El contenido de al mido~ el J.U!.!O de difusores• es mucho más bajo que ~ 'uuo de trenes de molinos. El uso ele una mayor en e1J = wmperatura en los difusores causa gelatinización de ¡0 s gránulos de almidón, haciendo al almidón disponible a las enzimas naturales que eliminan a]rnid{Jil en la caiia (Boyes 1960). Esto ha llevado en !.!cncral a que el uso de amilasa para reducir almido~es en azúcar crudo haya sido descontinuado en las fííbricas con difusores. Los niveles de almidón en azúcar de fdbricas con difusores son 25 % menores y los niveles de !.!OllltlS son 11 q-, menores que aquellos encontrados ~ 11 el azúcar de fábricas convencionales con molinos (f.:osrcr 1995 ).

nes. t.:, 0

6.7.5

Cernido y filtración del jugo

Debido al menor contenido de sólidos suspen~ didos en el jugo de los difusores, las mallas para cernido del jugo son frecuentemente eliminadas del todo. Adicionalmente. el área de filtros requerida se reduce significativamente debido a la reducción de la cantidad de lodos. En Suráfrica se ha encontrado que con un difusor el ürea requerida en la estación de !iltrns se reduce aproximadamente a la mitad. Si se practicad reciclaje de lodos, la estación ele filtros es eliminada completamente.

6.7.6

Efecto sobre el recobrado total de sacarosa

Los efectos que tienen los cambios en la calidad de[ jugo sobre la recuperación ó recobrado son tanto positivos como negativos. La cantidad de cachaza producida en una fábrica con difusor es aproximadamente la mitad de la producida con un tren de molinos. de manera que la pérdida en cachaza se

201

reduce a la mitad. Si los lodos del clarificador se reciclan al difusor. la pérdida en cachaza es completamente eliminada. La razón entre monosacáridos/cenizas en el jugo de difusores y molinos parece ser igual, de manera que se pueden esperar las mismas purezas en miel final. No se ha evidenciado ningún efecto sobre la viscosidad de las mieles linaJes. La especulación de que los difusores condw.:en a mayores pérdidas en miel final ha sido rebatida estudiando datos obtenidos durante muchos años (Kostcr 1995 ), mostrando en forma concluyente que no existe una extracción preferencial de no-sacarosas en Jos di fusores y que la menor pureza es tú. asociada probablemente con la mayor extracción obtenida. De hecho, Koster sugiere que en una fübrica con difusor es posible alcanzar una recuperación ó un recobrado más alto debido a las menores pérdidas en cachaza. Las pérdidas microbiológicas en los trenes de molinos no han recibido mucha atención, debido particularmente a que son muy difíciles de medir. Incluso cuando ocurren grandes pérdidas en el tren de molinos, estas no se hacen evidentes en una re~ ducción de la pureza aparente del jugo me7.clado. Esto se debe en parte al hecho de que las dextranas producidas por mesófi los son fuertemente dextrorotatorias, inflando artificialmente la medición de poi. En general no se conoce cual es la magnitud de las pérdidas en un tren de molinos, debido a que no existen alternativas disponibles para medir estas pérdidas rutinariamente. Experimentos de laboratorio han permitido establecer una equivalencia aproximada entre el ácido láctico formado y la pérdida de sacarosa (Mackrory el al. 1984). Cada parte de ücido láctico formado en un difusor corresponde a 2 partes de sacarosa perdida. Una equivalencia distinta fue encontrada a temperaturas correspondientes a la operación de un tren de molinos; en este caso, cada parte de <Ícido láctico formado corresponde aproximadamente a ~ partes de sacarosa. Sin embargo esta relaci¡ín se considera menos confiable. La información de la lübrica Maidstone presentada en la Tabla 6.5 muestra que el contenido de ácido láctico en el jugo de un tren de molinos puede ser fácilmente el doble frente al jugo de un difusor. Con base en las equivalencias entre úcido lúctico y sacarosa establecidas por Mackrory et al. (1984), la pérdida en los molinos es probablemente mucho más significativa que la pérdida en difusores.

202

6.7.7

6 Difusión de caña

Efecto sobre las operaciones

Debido al largo tiempo de residencia de la caiia en los difusores, las operaciones durante los arranques y liquidaciones son de cierta manera más prolongadas con un difusor. Una prüctica común es llenar todas las etapas del difusor con agua antes de arrancar, por lo cual se debe contar con un adecua~ do suministro de agua durante Jos paros de mantenimiento. Luego se tiene un periodo de aproximadamente una hora antes de que el bagazo comience a llegar a las calderas. Esto implica contar con un sistema adecuado para el manejo, almacenamiento y utilización del bagazo en las calderas. De manera similar, la liquidación del difusor requiere aún mucho más tiempo y generalmente los clarificadores deben procesar jugo con Brix reducido durante la liquidación. En operación, los difusores son más flexibles que los molinos al tolerar un rango más amplio de la tasa de caña procesada. La velocidad del difusor puede reducirse tanto como el accionamiento lo permita, es decir la respuesta para reducir la tasa de procesamiento es muy buena y puede ser extendida incluso más allá mediante cambios en la altura del colchón ele caña. La máxima velocidad del colchón de caña está determinada por la capacidad Lie los molinos secadores para procesar la cantidad debagazo que viene del difusor. Si se produ~:en paros largos con más de aproximadamente seis horas, debido a problemas mecünicos, es recomendable vaciar el difusor. Si esto no se hace, puede ocurrir un deterioro significativo del azúcar en el difusor.

las mejores unidades de molienda disponibles corno molinos secadores para el difusor. Rimllwui (1984) ha confirmado la efCctividacl Lie esta estrategia Jes~ de el punto ele vista de costos de capital. Una vez que el úifusor ha sido instalado y se requieran futuras expansiones, la instalación de un nuevo di fusor adicional completo puede ser costosa. Alternativamente, se tiene la opciün de reducir el tiempo ele residencia de la caña con cierta reducci6n ele la extracción. Sin embargo, si al momento en que el difusor es instalado se prevé que será necesaria una expansión, probablemente es conveniente pre. invertir incorporanJo un eje conductor y diseños de cadenas que puedan operar cuando el difusor sea expandido. Es relativamente barato extender la longitud de un Liifusor para obtener capacidad adicional, alargando al difusor en el extremo del eje conductor (alimentación). En Zimbabue la capacidad de un difusor fué incrementada desde 220 hasta 300 ton caña/h meJiante el incremento de la altura del colchón de 1J u 1.8 m (Rein 1999). Esto involucró el levantamiento de la sección superior del difusor, incluyendo al rodillo de compresión flotante. así como el reemplazo y redistribución de los espray Je jugo entre etapas para ajustarse a la mayor tusa de procesamiento y a la mayor compactación Jel colchón producto del incremento ele altura. Fué necesario primero verificar que el eje conductor y el accionamiento fueran capaces de operar con el incremento de carga. La modillcación fue exitosa, con el difusor operando a la mayor tasa de procesamiento sin caída de extracción.

6.7.9 6.7.8

Expansión de la capacidad de molinos y difusores

La mayoría de difusores han sido instalados como respuesta a la necesidad de incrementar la capacidad de molienda. Pequeños int:rementos de la capacidad de un tren de molinos son posibles mediunle la instalación de alimentadores forzados o reemplazando unidades criticas ele molienúa, como por ejemplo el primer y el último molino. con uniúades mús grandes, pero el incremento úe capacidad obtenido por estos medios es limitado. Una alternativa de expansión que es económicamente efectiva involucra la instalación de un difusor y el uso de

Referencias Capítulo 6

Máxima capacidad de las líneas de extracción

Existe un tamaño müximo para los difusores que generalmente es determinado por consideraciones mecünicas. Normalmente la longitud estü limitada por los requerimicnlOs de las cadenas, mientras que la dimensión del eje conductor se torna inmensamente impráctica grande a medida que el ancho del difusor aumenta. Actualmente el diseño de difusor más grande tiene una amplitud de 12m. el cual en !!enerul sería adecuado de acuerdo con la calidad de ~aña para 450 tc/h (65 t1jh) con una extracción de 9R %o para 700 tJh (100 tF/h) cun una extracción de 9fi C:-6 (con una tasa de imbibición promedio). Si se decidiera emplear difusión de bagazo, un difusor

, ., ¡· nwiio podría procesar alrededor de fi50 a de e., 1e '1 . . t Jb con estas extracciOnes rcspecttvamente. 1000 molinos m<Ís grandes disponibles pueden -,c•¡r mavnr~s tasas de molienda cuando se utipro Ce~· lizan alimentadores forzados, hasta por encima de !()00 tc/h para unidades de molienda de_ 2.5 m d_e ancho. Sin embargo, una vez que estos eqmpos de dt111ensiones tan grandes son considemdos, dos líneas de difuson:s podrían constituir una mejor opción. Solamente a través de un amílisis económico detallado se podrfa encontrar cual sería la mejor opción.

Lo\

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115. 7. 551-554.

204

205

7

CoNDUCTORES INTERMEDIOS DE MOLINOS y CONDUCTORES DE BAGAZO B. STC. !VIooR ConsultanL Bosch Projects; ex director, Tongaat-1-!ulett Sugar Ltd, Surúfrica

7.1

Conductores intermedios

7.1.1

Conductores intermedios tipo delantal

Existen 5 clases de conductores intermedios actual-

Estos conductores constan de duelas (tablas curvadas) que traslapan montadas en dos o tres hileras de cadenas con distancias cortas {60 mm a RO mm) ConUuctor listón (de tablillas) tipo Jelantal, utipara "conductores intermedios'' del tipo link-Y tUnlizado donde no han sido instalados los alimendido (p,ej, cadenas del tipo Ewart 5174,901 o 907), tadores Dmme!fy: del tipo descrito en la Sección 3S 1 y en la Figura Conductor tipo bamla, de baja inclinación sin 3.9, El bagazo es conducido en la cubierta superior alimcmaJores Drmnelly; del conductor. Las duelas están atornilladas sobre una Conductor tipo anastre, comunes en el traslado red en medio de la unión Y (Yoke) en el ludo superior hacia alirncntadorcs Donnelfy; de la cadena. Los conductores tipo delantal se utilizan Conductor tipo banda, incorporando bolsas típicamente como conductores en medio de molinos pn>fundas cuando funcionan con alimentadores de tres mazas con poco espacio disponible entre sí, Dmml'lly: en donde no hay conductos cerrados de alimentaci6n Alimentadores tijos "!vleinecke''. a los molinos. Estos conductores usualmente están inclinados con una pendiente pequeña ( 1O'·' a :25°) para elevar la caña al siguiente molino. Las duelas del conductor alrededor del eje motriz se usan frecuentemente en forma efectiva como una cuarta o "maza alimentadora" para el molino. Tales instalaciones son nonnales para cargas relativamente ligeras en relación a la resistencia de la cadena desempeñándose satisFigura 7.1: Alimentación al molino a 1ravés Uc un conductor intermedio tipn Uelantal factoriamente. En la Figura Wllgor I9K6:7B) 7.1 se muestra un ejemplo. mente en uso:

RcjáeiiL'ill.\' príg. :!./()

206

Velocidad. La velm:idad del conductor está fijaUa normalmente 10 7c a 15% por aiTiha de la velocidad superficial máxima de las mazas de los molinos del siguiente molino. Así se proporciona una ayuda de alimentación positiva sin botar hagazo adelante de la maza delantera del molino. El eje motriz puede accionarse directamente (por caLlen a de transmisión y ruedas dentadas ó sprnckets) desde la maza superior del tnolino siguiente. Sprockel'i y soportes. Si el conliuctor intem1Cdio va a ser utilizado como maza alimentadora del molino, las duelas requerirán soporte adicional alrededor de la polea motriz. Esto puede lograrse con discos provistos de bordes metálicos ubicados en medio de Jos sprnckets del eje motriz a fin de proporcionar refuerzo a intervalos de 300 a 450 mm a lo ancho del conductor. Los bordes pueden ser Ue aproximadamente 75 a 100 mm de ancho y de un Uiümetro que deja una luz de aproximadamente 2 mm bajo las duelas en la condición nueva y sin carga. Esto es para asegurar que los sprockets del eje motriz continúen em:ajam.lo adecuadamente con la cadena en conUiciones de desgaste normal y de ingreso de tierra. Típicamente los sprockets del eje motriz tienen un diümetro del círculo de paso de 600 a 800 mm dependiendo de la configuración de alimentación del molino. Los diámetros del círculo de paso de los sprockets de cola no debieran ser menores de 500 mm, debido a que esto resultaría en un desgaste indebido de la cadena y abriría espacios en los traslapes de las duelas. La parte superior (que transporta la carga) del delantal está usualmente soportada por carril eras dentro de las cadenas. A menos que el conductor intermedio sea largo (digamos, > 4 m entre centros de ejes), la sección baja del delantal cuelga en una catenaria libre lo que proporciona un tensionamiento aotomütico. El eje de cola también puede ser ajustable para dar tensión.

7.1.2

7.1.3 Conductor intermedio de cadena y duela

7 Conliuctorcs intermcliios Ue molinos y conliudores de bagazo

Conductores intermedios banda con poca inclinación

de

La función y características de estos conductores es muy similar a Jos conductores de duelas tipo delantal. El bagazo es conducido sobre una btmda, ya sea lisa en la parte alta (inclinación müxima de de 22°) o con pestañas de poca altura estampadas o pe-

gadas en fajas transversales para ayudar a la alimentación del bagazo tanto en la recepción como en · e 1 SigUiente · · · su paso 1meta mo rmo (con una mc\inacicít¡ de hasta aproximadamente 30"). Estos operan a Velocidades mayores que los conductores tipo delantal y con un nivel de caña mucho menor. Los conductores intermedios de banda Farrc]. de este lipo, generalmente incorporan un tamhu~ alimentador en la pat1e superior que es accionado con cadena y trabaja en paralelo con la banda sobre la polea motriz, para ayuliar a la alimentación del siguiente molino. El tambor alimentalior estü suspendido sobre brazos pivotantes de manera que !Iot;¡ sobre la capa de bagazo. Posee chevron o nervaduras diagonales para mejorar el agarre sobre ht caña.

7.1.3

Conductor raspador intermedio, de cadena y duela

Estos conductores son ahora el tipo mús común, Comprenden duelas de profundidad montadas ya sea en medio o afuera de dos hileras de cadena para conductor de medio a largo paso ( 150 a 300 mm). El bagazo se conduce a la pat1e baja del conductor. Estos conductores se utilizan en aquellos casos en los que la caña necesita elevarse pronuncialiamcnte, usualmente a una indinación de 40° a 60'', típico en conductores intermedios entre molinos con alimentadores Donnclly. La Figura 5.21 en el Capítulo 5 ilustra tal aplicación. Este tipo de conductor tambiCn puede ser utilizado para trasladar bagazo entre molinos provistos de alimentadores abiertos, en donde tienen ventajas sobre los conductores tipo delantal con las inclinaciones más pronunciadas posibles y una operación mús limpia. Otra aplicación frecuente para los conductores de arrastre ~ usualmente horizontales - es la distribución Je la alimentación en difusores de lecho móvil.

Densidades a granel de caña y bagazo. Para establecer el '·promedio" de densidad a granel de caña pic
l'ahla 7.1:

Dt:n~idades a granel en kgfm.l de caiía y

producto Cnfiu picada C;uía Jcstihrada

sugazo Bagam del difilS(lf BagaN Jinal

bagazo en los conductores

Tarea

Promedio

320

Hacia desfibradora /1 cr molino

250--480 300~550

3~0

Conductores intermedios, tolvas Del difusor

200--400 280-380 120-180

250 300 140

Conductores de calderas

11

producto. Una medida rn::ís general es la densidad a granel dt.' la libra seca. Una vez haya sido bien UesmenuzaJa, !;¡ densidad a granel de la libra seca en bagazo 110 compHctado es razonablemente constante. Sin embargo. esta libra puede absorber de 5 a 6 veces su propia masa de agua o jugo sin cambiar significativamente su volumen a granel. El volumen de bagazo puede estimarse asumiendo una densidad a granel de ]a libra Ptd' entre 55 kg de fibra!m 3 (caña no finamente preparada) y 6fi kg/m 3 (caña bien preparada) (Muny \960). Con los estünliares modemos de preparación, puede utilizarse hasta 70 kg/m\ particularmente en bagazo que retiene ulguna compactación desde los molinos. Para caña con una compresión leve en un alimentador de molino. se han reportado Uensidades gruesas y linas de 75 y 90 kg/m 3, respectivamente, aunque se recomiendan las ciffas menores para el cálculo Ue conductores intermeliios. La densidad a granel global Pb.F puede entonces estimarse agregando la masa de líquido.

Ejemplo 1 ¿Cu:ll es la densidad a granel de bagazo fino conteniendo 51 t;;~ de humedad. 3 % de sólidos disueltos DS (Brixl y 46% Ue fibra? = 70 kg (asumido)

Masa de jugo (agua+ OS) por mJ = 70 · 54/-tfi = 82 kg D~nsidad final a granel

Rango de densidad

Hacia el 1cr molino 1 difusor

{ .ej. d esparcido libre o la compactación ligera en ~ ;dirncntadorJ. Así_ la información en la Tabla 7.1 e~ 1¡11 icamentc una guía preliminar. Para obtener infonnación exacta debenín realizarse mediciones al

~lasa de libra seca por m 3

207

Pt..F = 70 + 82 = l52kg/rn 3 •

Ejemplo 2 ¿Cuál es la densidad a granel del bagazo en el conductor intermedio hacia el último molino de un tren

ó tándem que muele cafüt aplicando imbibición a 280 tagua/lOO t de fibra? Asumir que el bagazo sale del molino previo con 53 % de humedad. 7.5 % DS (Brix) y 39.5% de libra. Masa de fibra seca por

m)

Masa de jugo residual por m-1

= 60 kg (asumido)

= 60 . 60.5/39.5

= 91.9 kg Masa de imbibición agregada por m·; = 60 · 2801100

= 16R kg Densidad final a granel,

Pt>.l' = 60 + 91.9 + 16R =319.9kg/mJ.

Nótese que la densidad en los conductores intermedios previos será mayor ya que en ellos se habrü extraído menos jugo.

Velocidad y dimensiones. Para una vida útil razonable, las velocidades de los conductores intermedios debieran limitarse siempre que sea posible a < l .O m/s, preferiblemente < .R m/s. Para una buena vida útil de la cadena, la accicín cordal debiera limitarse y los sprockets debieran tener al menos 14 dientes. o 7 dientes para cadenas de bloques en donde existe un diente por dos pasos. Las dimensiones totales deben entonces determinarse para dejar suficiente sección transversal (ancho efectivo b por la altura promedio hn) para transportar el bagazo con un 40 S(; de espacio libre entre las duelas- es decir. asumiendo un 60 % de volumen utilizable . La altura promedio del bagazo hB es una función de la altura de la duela h. el paso de la duela p, la inclinación del conductor ]3 y el ángulo de reposo Uel bagazo (Figura 7 .2). El üngulo de reposo a del bagazo libre puede variar ampliamente (usualmente entre 35D y son), dependiendo de la textura, etc. Es fácil de medir derramando el bagazo de manera que forme un promontorio.

Rt-jt•rencia.r pcig. 219

20H

7 Conductores intermedios de molinos y conductores de bagazo

7.1.3 Conductor intermedio de calle na y duela

Hay dos casos a considerar: Al [l~r> Por trigonometría, en el tri<íngulo superior: Lado d ::::: p · tan(~- a) ÁreaA 1 = (d·p)/2 Área A~ = p · h Alturapromedioh 8 (A -A~)/p (7.1) 1 B)

Vista superior

109

Pines

~"" Por trigonometría, en el triángulo superior: Ángulo del vértice e = 180- 2a Lado a =

Lado b

Barras

p. sin (ca~)

Ranura del aditamento

Vista lateral

sin (180- 2a)

....-l-----k--,L../

-;

1

·~

/'

p·sin(a-~)

~----~=---~

sin(180-2a)

Semi-perímetro s =

Bloque de unión

a+b+p

L- Paso ----------1-- Paso ___j

h

ÁreaA 1 [s ·(s-a)· (s-h) · (s-p)] 05 , lo que puede resolverse en términos de a,~ y p. Área A~ = p · h Altura promedio hn = (A 1 +A~) 1 p (7 .2)

Figura 7.4: Bloque de cadena con uniones Figura 7.3: Pedll de duela para conductor inclinado ¡ Duelas llllmtaJas entre cadenas; 2 Eje motriz; 3 Cara supaiur de la duela inclinada hacia delante; -1- AlimentacilÍn de bagazo hacia la tnlva; 5 Tolva /Jonelly

Vista superior

En ambos casos la capacidad (kg/s) del conductor será: 1i1

=0.6·p 11•11 ·hu ·b·u

(7.3)

donde: 0.6 "factor de llenado"; hu altura promedio del bagazo en m; Ph. n densidad a granel del bagazo en kg/m 3 ; b ancho efectivo del conductor (excluyendo el efecto de los lados) en m; 11 velocidad lineal del conductor en m/s.

Duelas. Como se muestra en la Figura 7.2 en conductores de baja inclinación, el bagazo usualmente se apilará por encima de la altura de la duela, pero en conductores de inclinación pronunciada el bagazo no se deberá apilar más allá de la altura de las duelas. Por lo tanto, la altura ele las duelas y su perlil deben permitir esto. Las alturas actuales dependerün de varios factores (textura y ángulo de reposo. inclinación del conductor. aplicación de imbibición, velocidad. perfil de la duela, etc.) que deberán observarse para el molino en cuestión.

Figura 7.2: Representrlción del bagazo comluddo por una duela en un conductor h 11 altura promedio del bagazo: /¡ altura de las duelas; p paso de las duelas; f1 ángulo de reposo del bagazo; p ángulo de inclin:.~ción del cnntuctor intermedio.

medio de 2130 mm de ancho pero con la mayoría del bugazo confinado en los 1800 mm intermedios? Inclinación del conductor~ = 45o y el ángulo de reposo de este bagazo a= 45"'. Velocidad del conductor. 11 = O.í) m/s y se asume una densidad a granel de la libra, 1\ F = 55 kg/m 3 • Debid<~ a que /3 = a, teóricamente el bagazo llenará justamente la altura de la duela, es decir la all~Jra promedio hn =altura de la duela h, el volumen \'en m.l/s es:

Las duelas pueden ser de madera, secciones de acero, secciones extruídas de aluminio o fabricadas con clientes sobre una barra. En conductores muy in· clinados (óOO) la descarga del bagazo se auxiliu con una duela perfilada con la sección superior de la cara inclinada hacia adelante y en fomut esquinada para promover que el bagazo se deslice y no retorne sobre el eje motriz como se muestra en la Figura 7.3.

40. 1000 3600. 55 Por Jo tanto:

0.6 · li.R · 1.8 · /¡

h = 0.23 m

¿Cuál es la altura h necesaria para conducir bagazo que contiene 40 t de libra/h. en un conduclOr inter·

~

-r~-----+t------9-t 1

1

:___~Paso----~

Figura 7.5: Cadena sin rudil!ns (nótese la dirección de movimiento)

Serün requeridas duelas de 250 mm de profundidad.

Debido a que la inclinación de 45° del conductor es

algo pronunciada, se recomienda utilizar duelas indinadas hacia delante.

Ejemplo

Vista lateral Dirección de movimiento

Cuando la inclinación del conductor sea menos pronunciada, probablemente sea suficiente con duelas de !50 mm.

~

(@)~ Dirección de ....--- movimiento

Figura 7.6: Cadena forjada bloque Y

l 1

~

2]()

7.1.3 Conductor intermedio de cadena y duela

7 Conductores intem1edios de molinos y conductores de bagazo

Cadenas. Las cadenas pueden ser de muchos tipos. Las cadenas de conductores en la industria azucarera suelen ser predominantemente de varios diseños maleables, pero estas han sido reemplazadas mayoritariamente por cadenas de acero. Muchos proveedores fabrican estas cadenas en el sistema dimensional inglés (basado en pulgadas). Las cadenas más ampliamente utilizadas son las de un paso de 6" (150 mm) con rodillos (p.ej. tipo 09060). cadena de rodillos de 6" (!50 mm) de paso de lados paralelos o cadenas tipo bloque de 12" (150, 200 o 300 mm. Figura 7.4) y cadenas tipo bloque Y de 200 o 300 mm. Un tipo aún no utilizado ampliamente pero muy recomendado para esta aplicación es la cadena de 150 mm sin rodillos. Esta tiene características similares de servicio que la cadena de rodillos pero es müs barata debido a que no posee rodillos (in~ necesarios) y pemlite ajustes pequeños de longitud (Figura 7.5). Un punto importante a notar tanto en cadena sin rodillos como en la de bloque Y es la dirección del recorrido. Para minimizar el desgaste de ambas cadenas y sprockets. la superficie conductora de la cadena debiera estar posicionada en la periferia del sprocket antes de encajar con el diente del sprocket motriz. Para ello, las cadenas de lados paralelos deben operar con el lado ancho hacia adelante (corno se indica en la Figura 7.5) y las cadenas tipo bloque Y con la horquilla (sección ancha) en la parte final (como se indica en la Figura 7.6). Componentes de la cadena. Toda cadena de conductor desde el conductor principal de caña hasta el último molino opera en condiciones húmedas o de vapor y están sujetas al ataque de los jugos de azúcar que son corrosivos. Los componentes transportadores de carga. sujetos al desgaste de estas cadenas (pines. bujes y posiblemente rodillos) tendrán una mayor vida útil si están construidos de acero inoxidable resistente a la corrosión. El grado y tratamiento de calor de estos componentes es un campo especializado de los fabricantes de cadenas y varía entre proveedores, pero los pines de acero inoxidable son típicamente de una dureza mínima de 45 Rockwell C y los bushes están endurecidos usualmente a durezas > 35 Rockwell C. Accesorios de la cadena. Existe una amplia variedad de posibles accesorios a la cadena. La Figura 7. 7 muestra los tres tipos mús comunes como

.• , 50 rios. s~ recomienda con vehemencia que ¡05 accc. . _ . Soldados provengan del tnlSillO 1l e 'iCCeSOf'lOS · ~ 0 Jos L ·''

... e )'a que el componente completo podrá falJflC•I 111 ' , · , . ·es tratarse tenmcamentc segun el procedtenwnc · . ,, correcto luego de soldarse. ¡¡1[t:fl 1 ~ t

8

0a:= ~))

e

AJuste de longitud. Las cadenils de 150 mm tienen una ventaja en el hecho de que la longitud de la cadena puede ser ajustada en incrementos de !50 rnm. lo que equivale a los 75 mm de ajuste de cola a cabeza. Usualmente es preferible ajustar adoptando un arrastre en el eje de cola debido a que esto no afecta al eje motriz. Sin embargo, requiere cuidaJo para asegurarse que esto no dejará una cuña bnjo la cadena al inicio del conductor, ya que ello ocasionaría estrangulamientos Y el rompimiento de dudas. Algunas instalaciones utilizan inicios ajustables para eliminar este problema. Hcqucrimicnto de energía. La potem:ia P en kW utilizada pur un conductor de raspado comprende la suma de las potencias necesarias para: Vencer la fricción del conductor vacío, con el ensamblaje duela-cildena ya sea deslizándose o cargada sobre rodillos (P 1): Vencer la fricci6n del bagazo en la base del conductor (para moverse sobre la distancia horizontal del conductor) (P 2 ); Elevar el bagazo (P 3 ): Vencer las pérdidas por ineficiencia en el accionamiento (motor, engranaje, etc.).

Figum 7.7: Diversos accesorios de c<~dcna A ConUuctores intermedios tipo K; B ConUuctnrcs intermedios tipo A: C Duelas montadas debajo de la cadenJ TipoCoF

los proporciona Cadenas Tsubaki. Los condm:tores principales de caña del tipo delantal o los conducto· res intermedios usualmente utilizan el tipo K (Figura 7.7 A), mientras que el accesorio más utilizado frecuentemente para conductores intermedios del tipo raspador y conductores de bagazo son ya sea el tipo A (soportes laterales con un único agujero- Figur<J 7. 7 B) para duelas montadas entre las cadenas o de los tipos C o F (lúmina montada perpendicularmente a la cadena - Figura 7.7 C) para duelas montadas debajo de la cadena. Con las cadenas de bloque. las monturas de las duelas pueden pasar a través de agujeros en los bloques (Figura 7.4 ). Se requiere un gran cuidado al soldar Jos accc· sorios de las duelas a las uniones de la cadena. Esto puede ocasionar incrementos de estrés y/o afectar el tratamiento térmico de los componentes de la ca~ dena. resultando en una unión debilitada n falla en

Para los cálculos: PI =g

•11/l':Hkll.\.!.

J.-l·H/1000

(7A)

211

(7,5) donde: 1il velocidad de flujo másico de producto transportado. en kg/s; longitud total horizontal de ln(s) corrida(s) con carga del conductor (es decir incluyendo todo retorno con carga) en m; J.-l coeficiente de fricción para carga de caña o bagazo. Este valor puede asumirse conservadoramente como 0.3 para el bagazo.

P.l

= g ·lil· /¡ /1000

(7.6)

donde: h elevación en m. Eficiencia del reductor. Para reductores que consisten de bandas Vee n cadenas y sprockets juntos con reductores helicoidales, se puede asumir una eficiencia global de 85 (ii;. Si se incorpora una unidad reductora de gusano sin lin, puede asumirse una eficiencia global del reductor de 50 e;;;,_ Para dimensionar el reductor final, se recomienda agregar un± 20% al valor calculado, para dar margen a las cargas iniciales y estrangulamientos ocasionales, etc. Ejemplo ¿Qué potencia debiera instalarse en un conductor intermedio de cadena y duela que transporta 270 t/h (= 75 kg/s) de caña sobre una distancia horizontal de 7 m y elevando la caña 4 m? La cadena opera a 0.7 m/s. Retorna sobre patines y el ensamble cadena-duelas pesa 120 kg/m de longitud. El reductor opera con caja de torque de reducción de bandas y gusano.

donde:

11

(/

masa de la cadena y duelas (pestañas) por m de conductor en kg/m; longitud horizontal del conductor (eje de cola a eje motriz) en m; coeficiente de fricción pam cadena y duelas. Este valor puede asumirse conservadoramente como 0.35 para cadenas raspadoras/ duelas y 0.15 para cadenas funcionando sobre rodillos, pero debido a que estos usualmente están atascados con bagazo, puede mil izarse generalmente el factor de ·0.35. velocidad del conductor en m/s.

P1

9.81

120 · (2 · 7.0) · 0.35 · 0.711000

4.04 kW

P2

~ 9.~1,

75, 7.0, 0.3/1000

1.54 kW

P3

~

9.81 , 75 , 4/ l'IJOO

~

1.94 kW Total P 1 + P2 + P 3 = 8.5 kW Con una eficiencia de reducción del 50% la potencia requerida del motor es 8.5 1 0.5 = 17.0 kW. Se deberá instalar un motor no menor a 22 kW y su reducción equivalente.

Rcfi'rcndax JllÍg. 2/IJ

1!1

7 Conductores intermedios de molinos y conductores de bagazo

Especificación de cadena. Al especificar el calibre mínimo de cadena (fuerza tensil extrema) requerido, la tensión operativa calculada debe multiplicarse por un factor de seguridad de cadena que depende del material de la misma (maleable o acero), velocidad. horas de operación/día, seve~ ridad del trabajo (estable o golpeteo) y ambiente de trabajo (corrosivo, con polvo, abrasivo). La tensión de operación (en kN) puede calcularse como la potencia total P 1 + P 2 + P3 en kW dividida por la velocidad del conductor en m/s (la tensión de la cadena en kg fuer7,a puede calcularse como el valor en kN x !000/9.8). Los boletines de los fabricantes proporcionan una guía para decidir el factár de seguridad aplicable, que usualmente está entre 1 y 5.

7.1.4

Conductores intermedios tipo banda

También son utilizados los conductores intermedios tipo banda de hule. Cuando únicamente se requieren inclinaciones moderadas(< 10"), pueden utilizarse bandas de superficie plana. Sin embargo, para inclinaciones pronunciadas (p.ej. con alimentación hacia conductos Donnel/y), los conductores de banda con bolsas son ampliamente utilizados. El bagazo es conducido en la parte superior del conductor. Comparado con Jos conductores de tipo cadena, las ventajas del conductor tipo banda son las siguientes: Usualmente son relativamente bajos en costo inicial y en costo de mantenimiento. Su requerimiento de potencia es bajo. Son de peso ligero y pueden removerse fácilmente como una unidad para propósitos de mantenimiento en el Ingenio. Cuando la altura es una limitante debido a la grúa del Ingenio, es posible utilizar un Donne1/y müs alto). Las principales desventajas de Jos conductores intermedios de banda son: Es nuis difícil lograr una operaci6n limpia que con los conductores intermedios del tipo arrastre. No favorecen la aplicacit'ín eficiente de imbibici6n. Con bandas planas el bagazo hümedo

Reductor montado en el eje

se resbalará en la banda y para las bandas bolsa los picos de imbibición provocarán mes. Por estas razones, la imbihici6n se, frecuentemente en un área posterior a la da, p.ej. en la parte alta del Dmmelly. Con aplicación la distribución hacia el usualmente pobre y existe un tiempo de absorción y de mezclado con el jugo dual. (Nótese que la mezcla de la 11illDJJbicinc frecuentemente es pobre aún en los ""'"'""'"res del tipo arrastre.) La reparación de bandas dañadas requiere de recursos especializados (p.ej. para el empalme¡, Por esta razón, las instalaciones debieran tliseñarse para un reemplazo relativamente sencillo de la banda. El mantener bandas de repuesto para los conductores intermedios de diferentes longitudes puede ser costoso. Un diseño de conductor intermedio de banda de hule proporcionado por Tri con en Louisiana ha encontrado un amplio uso en esta región (Figura 7.8). Son varias las bandas de 1.75 a 2.2 m de ancho eon inclinaciones de hasta 63° que han sido colocadas. Las fljaciones en la banda estün espaciadas entre 350 y 600 mm, usualmente 500 mm y son de 150 a 125 mm de alto. La banda de retorno corre en un canal de acero previniendo así la caida de material. El eje motriz está cubierto con hule con inserciones de cerámica para evitar que resbale. La unidad completa es integrada y puede removerse como una unidad por la grúa del Ingenio. La desventaja es que el bagazo no puede descargarse desde el molino hacia la manga del conductor y en muchos casos la imbibición se agrega en la descarga del conductor hacia la tolva de alimentación del siguiente molino. Conductores más recientes utilizan sistemas de banda de aire. Las bandas usualmente ofrecen 30 a 40 meses de funcionamiento (más de 10 años en Louisianal.

7.1.5

Conductores de tolva alimenta· dora ilfeiuecke

Un cuarto método de <.::onducción de bagazo entre molinos es el de los "conductores fijos" del tipo de tolva alimentadora Meinecke. Estos se utilizan entre molinos que estün poco espaciados entre sí. El bagazo que descarga un molino se mantiene bajo

213

7.1.5 Conduc\Ures de tolva alimentadora Mcincckc

Banda de hule con abrazaderas para alto desempeño

Uniones con pernos a la tolva Done/ly Compuerta neumática de bypass

Sistema de sello tipo camisa

\

Banda sostenida por aire

\ \

\

\ Tensor a¡ustable para alineamiento y tensionado de la b<mda

\ \

Entrada de aire

\ \

\

\ \/

Umones de soporte con pernos

Figuru 7.S: CondtH.'tor intermedio de banda de hule de abrazaderas a !Las (cortesía de R.J.Tricon Co. LLC, Louisiana)

alguna presión al ser comprimidos entre "peines" o lúminns raspadoras ubicadas en las mazas superiores y bagw:.:cras. Éstas proyectan el bagazo hacia arriba. usualmente a unos 30° aproximadamente de clevaci(in hacia una tolva alimentadora levemente divergente de 1.5 a 2.0 m de longitud. El ancho de esta tolva en su entrada requiere estar relacionada u la abertura de descarga del molino y usualmente cstü entre 5.5 y 8 veces esa abertura. Desde la parte alta de la tolva alimentadora. el bagazo se descarga hacia una lámina alimentadora con pendiente (50" de inclinación) hacia el siguien~ le molino.

A pesar de que el concepto de la tolva Meinecke pareciera atractiva debido a no tener piezas móviles, sufre de varias desventajas inherentes: La elevación müxima posible está limitada y esto va en contra de una buena alimentación al molino siguiente; Es problemático sellar la lámina superior contra la maza superior Jlotante lo que puede ocasionar problemas mecünicos severos; No es posible inyectar imhihkión ellcientemente hacia el bagazo entre molinos. Por estas razones, su uso se ha vuelto menos común.

Rcfánwios púg.

~ {()

7.2

7.2.1 Bandas conductoras de bagazo

7 Conductores intermedios de molinos y conductores Uc bagazo

214

.

Conductores de bagazo

, tes velocidades de banda y densidades · . . , . h capacidad vanara proporcJOnalmen-

d¡(Cft:ll

Angu!o de carga

.

b.agazo. ' El manejo mecánico del bagazo Jlnal es relativamente simple: es de baja densidad, levemente corrosivo y usualmente casi de Hujo libre. Sin embargo, pueden ocurrir estrangulamientos ó llegar a compactarse si no se maneja adecuadamente. También genera polvillo lo que puede ser tanto un peligro para !<1 salud (causando bagazosis, una reacción alérgica del tejido pulmonar a las esporas presentes en el aire originadas del bagazo (Dm\'S0/1 et al. 1995)), como un peligro serio de incendio. La prevención Uc la formación de polvillo es entonces una consideración primordial en la conducción del bagazo. Pueden utilizarse varios tipos de conductor, incluyendo neumático, bandas de aire, bandas de tubo y bandas de bolsa, pero la gran mayoría de instalaciones son bandas convencionales sobre rodillos que son solo transmisores de movimiento o conductores de arrastre de cadena y duela.

7.2.1

Bandas conductoras de bagazo

La forma más conveniente y efectiva en costo consiste en conducir el bagazo por conductores de banda acanalados. Se pueden utilizar satisfactoriamente velocidades de banda de hasta 2.0 m/s, pero una banda müs ancha entre 1.0 y 1.5 m/s proporcionará sustancialmente una vida útil mayor con menos generación de polvillo. Los conductores de banda pueden utilizarse para elevar bagazo a inclinaciones de hasta 23° con respecto a la horizontal, asumiendo que los arreglos de la alimentación son los adecuados. La zona de alimentación de la banda puede estar a una inclinación m
Velocidad Je la banda: Densid<1d a granel del bagazo: Ángulo del canal: Ángulo de carga: Llenado de la banda:

Capacidad. Los conductores debieran dimensionarse siempre para cargas pico y no promedio.

:-'tbt·t"c·¡ de azucar) comprende la suma de Je una 1, • . í ucllo que es necesano: 1 .a Mover !a banda va~ía: lvfowr la carga honzonta 1mente; Vencer cualquier auxiliar (p. ej. raspadores,

Para n:ncer cualquier auxiliar (p.ej. rmpadores, arados, ere.): Muchas aplicm:iones de! conductor de banda de azúcar involucran raspadores o arados. Para guías. la carga se eleva usualmente y existe una resistencia adicional debido a las poleas direccionadoras; con los arados, existe una fricción de arado adicional. A falta de información detallada, se puede permitir un margen de 0.003 x ancho de banda (en mm) kW por dispositivo.

130 kg:/mJ 45° 300 100%

El cülculo exacto de la potencia es complejo, pero

para muchas aplicaciones en la industria azucarera el siguiente método para cada uno de los componentes mencionados arriba. adaptado de varias fuentes. es sulicientemente exacto:

450

500

600

750

900

1050

!:!00

1350

1500

1800

:!lOO

:!.JWJ

Capacidad en t/h

!2.4

16.7

:!5.1

-11.3

61.-1

R5..J

!45.0

363.0

.m.o

4.6

7.0

l 1.5

17.0

23.7

lRO.O 50.0

26-1.0

3.6

113.fl 3!A

73.3

JOO.R

132.5

-103

600

750

!JOO 1::!00 1500 !!lOO

57

90

12R

18::!

Para eleJ•ar el pmdncto: Si el conductor estú inclinado hacia arriba, se requerirú de potencia para elevar el producto. Para ello: (7.9)

Para mm•cr la banda más la carga !wri:ontalmentc:

donde hes la elevación en m (negativo si el conductor baja el producto).

F:: g · ~l · (1 + 60) · (mbamla + n( 111) 1 1000

(7. 7)

f~=F·u

(7.8)

Para l'encer las pérdidas por ineficiencia en el rednctor (mot01; engralll(jes, etc.): Esto dependerá del tipo de reductor. Para el tipo de reductor ~.:omún con motor de inducción, bandas Vee y caja reductora, la eficiencia global del reductor es usualmente de un 85% aproximadamente para reductores de engrane he!icoidal y 50% para reductores de gusano y rueda dentada. Para el dimensionamiento final de reductores, se recomienda agregar un ± 20 % adicional al valor calculado para dar margen a las cargas de arranque y a rodillos guía ocasionalmente atorados. mee de banda fuera de alineamiento. etc.

donde:

P, F

lt

"fi()"

11(

Andmm de handa en mm

,

arados. etc. l Elevar el pror.luclO si el conductor estú indinado hacia arriba (potencia negativa si el conductor buja el producto); Vencer las pérdidas por ineficiencia en el reductor (motnr. engranajes. etc.).

1.2 m/s

Tabla 7.2: Capacidades de conductor de bagazo a hunda horizontal

Capacidad en kg/s

t\m.:ho de banda en mm

;•liZO, ,\Z

En conductores de bagazo (o de azúcar o de .1 la cap<1cidad de carga volumétrica estú dada ( producto del área transversal por la velot.:idad. 1 puede verse en la Figura 7.9, la sección transversa] del material es una función del üngulo de carga, el cual estú relacionado al úngulo de reposo. Debido a la geometría, el úngulo de carga también es una función de la inclinación de la banda. Para bandas inclinadas de oo (horizontales) a 5°, el ángulo de carga del bagazo es de aproximadamente 3W. Sin embargo, éste se reduce a 21 o para bandas indinadas a 23° y la capacidad es entonces significativamente menor. El úngu!o usual del canal es de 20o con respecto a la horizontal, pero atTeglos del canal (rodillos guía externos a 35o o 45") son ahora comunes y ade~.:ua. dos p<~ra el transporte de bagazo. En el bagazo. un canal profundo incrementa la capacidad de transporte para un ancho dado de banda entre 20 y 25 S; para rodillos guía de 35° y entre 25 y 35 q, par¡¡ rodillos guía de 45": el incremento dependiendo de! :íngulo de reposo del producto y de !a indinaciún de la banda. Un beneficio importante del cana! profundo es que se minimiza la superficie generadora de polvillo. La Tabla 7.2 proporciona una guía de las capucidades de bandas de bagazo de diversas anchuras. Esta tabla se generó basada en los siguientes criterios:

Los valores para 11/handa en kg/rn de longitud de conductor para conductores típicos de la industria azucarera son:

rhnicntn de potencia. La potencia utiRcquc . r un conduelO!' de band<1 (ya sea para ba. . J¡znÚ.!I10 • •. . t'tcar o carbun en 1as ap 1Jcacwnes lip1cas .

Figura 7.9:

215

potencia en kW: fuerza impulsora efectiva de la banda (tensión en el lado motriz- tensión en e! eje no motriz) en kN: velocidad de la banda en m/s: factor de fricción compuesto de 0.022 para muchos de los conductores de banda de la imlustria azucarera: longitud del conductor (distanci<1 entre centros de ejes motriz y de cola) en m: longitud equivalente a una fricción determinada (ejes motriz y Ue cola, ajustador. zonas de carga, etc.) en m: velocidad múxima de flujo másico de producto a ser conducido en kg/s: masa de las partes móviles del conductor de banda en kg por m lineal.

Ejemplo Qué potencia de reductor habrá de instalarse en un conductor de banda que transfiere bagazo a almacenamiento, cuyos detalles son los siguientes: M:íxima carga a ser transportada 15 kg/s: longitud de\ conductor 80 m: elevación del bagazo a 12 m; ancho de la banda 900 mm. velocidad 1.5 m/s: el

R<:f'ercwia.r piÍg. 214

7 .:2.2 Conductores de cadena para bagazo

7 Conductores intermedios de molinos y conductores Je bagazo

216

sistema incluye una guía; la reducci6n es por motor, bandas Vee y caja reductora de torque conteniendo engranajes helicoidales. A partir de las formulas anteriores: Para 11/0J'cr la banda+ carga hori::.onralmente: F = 9.81 · 0.022 · (80 + 60) ·(57+ 15/!.5) 1 1000 = 2.0:2 kN Potencia P 1 2.0:2 · 1.5 = 3.04 kW Para auxiliares: Potencia 0.!103 · 900 = 2.70 kW Para elevar el bagazo: Potencia?, = 9.81 15 ·121 1000= !.76kW Potencia to-tal = 3.04 + 2.70 + 1.76 = 7.5 kW Asumiendo una efic:iencia de reducción de 85 9o, el requerimiento de potencia instalada = 7.5 10.85 = 8.82 kW Pem1itiendo un :20 S0 de excedente para la carga de arranque, rodillos guía atorados, etc., debiera instalarse un motor de 11.0 kW.

Especificaciones de banda, La construcdón estándar para bandas utilizadas para la conducción de caña, bagazo y azúcar consta de una carcasa de varios pliegos de tejido convencional de algodón duck o de una fibra sintética como el rayón, nylon o poliéster. Éstos se pegan juntos con un compuesto Je hule y se cubren tanto arriba como abt\io c:on hule o neopreno para sellarlo contra la humedad y resistir la abrasión. Algunas refinerías especillcan requerimiento de PVC calidad alimenticia para las cubiertas para prevenir la contaminación del producto. Para bandas muy largas o con cargas muy grandes, se debe buscar la asesoría de un proveedor acerca de especificaciones más detalladas, pero para la mayoría de bandas para bagazo y azúcar (de 600 a 1500 mm de ancho) sen'í suficiente una banda construida con cuatro capas con una cubierta superior de 5 mm y una cubierta inferior de 3 mm de espesor. Algunos ingenieros especiflcan que ambas cubiertas sean del mismo espesor (5 mm) de manera que la banda pueda utilizarse por ambos lados cuando uno de ellos se haya desgastado. Recomendaciones generales. Velocidades de banda máximas aceptadas y recomendadas para bagazo: 500-fiOO

750-900

!000-1500

Velocidad m:i.\in1a en m/.,

J.O

].7

--1.2

VdncidHd rcmmcndada en rn/s

1.2

1.5

1.7

t\ncho de banda

~n

mm

Operar a la máxima velocidad disminuirá la útil de la banda y generarü polvillo. Una prüctica sería la de operar a las velo<:idat!es 're"~ mendadas. Para un alineamiento confiable y preciso la banda, es esencial que cada rudillo guía montado y centrado con respecto a la linea central del conductor. Los ejes motrices y de cola no debieran ser me. nares de 450 mm en diámetro (preferiblernente 600 mm). Los ejes motrices debieran proteger. se con una cubierta de lO a 12 mm de hule 0 neopreno para brindar una buena tracción. Debiera instalarse una polca inmediatamente detrás del eje motriz para incrementar el ángu. lo de anopamiento y para estabilizar la banda contra ''aleteo" centrífugo luego del eje mntrii: (Figura 7.10). Los rodillos guía en el lado de carga (superior¡ debieran espaciarse entre sí ::::; 1.5 m, con menor espaciamiento para soportar la banda en la zona de carga. Los rudos en la parte del retorno de la banda debieran espaciarse a ::::;3.0 m entre centros. El realizar coronado (maqui nado con un diümetro mayor de 5 a 1O mm en el centro) a los ejes mou·iz y de cola ayuda al alineamiento pero ocasiona esfuerzos a la banda y debiera evitarse de ser posible. El eje de cola debiera ser de construcción abierta (enrejado o espiral) o estar provisto de un raspador para prevenir la acumulación del baguzo que recircula. Para conductores cortos, pueden utilizarse tensores de tornillo. Para conductores más largos se recomienda un tensor gravitatorio de peso, con el objeto de '-\iustarse a expansiones/contracciones de la hanJa por temperatura, estimmiento de la hunda y posibles cortes y empalmes. Las bandas empalmadas tienen mayor durabilidad, crean menos polvillo que las bandas unidas con una grapa y permiten el uso de limpiaJm~s­ raspadores y de arados. Los empalmes debieran extenderse en al menos 1.5 en longitud de banda y preferiblcment~ 2 anchos de banda. Los conductores largos. anchos (pesados) Y los conductores sujet~s a frecuentes paradas Y arranques debieran estar provistos ya sea d~ ll~ arrancador suave electrónico o de un clutch \u-

217

riallirnpiado inmediatamente después del dispositivo. de manera que deben colocarse bandejas c1ibadoras para ello. En la Figura 7.10 se presenta un limpiador angular de hierro sencillo que actúa como raspador de bagazo. El raspador debería posicionarse entre el eje motriz y la polea tensora.

7.2.2

Bandeja

figura 7.1U: Rasp:1dnr de buga?n de banda cnn bandeja

dráu!it:o. Esto es necesario para reducir la tensión tanto en el reductor como en la banda. En conJucton:s altamenle inclinados. será necesario instalar un freno para evitar que la banda se desplace en reversa cuando el conductor se dispare y esté curgado. En muchas instalaciones de bagazo se advierte sobre eluso de bandas con material contra incendios y motores a prueba de explosiones debido al ambiente de polvillo en el que se encuentran. ~hmcjn

de polvillo. Mucho del polvillo existent~n los puntos de transferencia ~ en la alimentaci{m hacia o en la descarga desde la banda. El polvillo Jino y seco del bagazo puede ser explo~il'amente inllamable. Para minimizar el polvillo se debe: Hucer arTeglos para que la alimentación se deslice sobre la banda con un componente de momentum en la dirección del desplazamiento. Evitar altas caídas; de no ser posible trate de hacer arreglos para contar con tolvas deslizantes (de 45" a 60" a partir de la vertical). Eliminar el polvillo fuera de los puntos de carga, con liberación del aire atrapado. Encerrar la cabeza del conductor de descarga con una capucha Y con una cortina para evitar que el aire quede atrapado dentro de la zona de transferencia. Adquirir muchos limpiadores de bandas- tanto estáticos como de golpe (cepillos firmes y rotatorios o rndillos con pestañas que hacen- vibrar la banda). Todos ellos descargan mucho del matete

se genera

Conductores de cadena parabagazo

Para el transporte de bagazo, los conductores de cadena y duelas son más costosos en el inicio y en su mantenimiento que los conductores de banda de cupacidad equivalente. También consumen más energía. Su uso entonces está conllnado usualmente para aplicaciones en donde las bandas no son adecuadas. Como ejemplos se tiene: Donde se requiera inclinaciones mayores de 23". Donde se requiera de múltiples extracciones. Donde el bagazo necesite transportarse en ambas direcciones (utilizando tanto la parte alta como la baja del conductor Je duelas). Para alimentar bagazo hacia tolvas de calderas. Los tipos de cadena utilizados en conductores de bagazo generalmente son similares a aquellos utilizados para conductores intermedios de molinos, con una excepción importante. Cuando el desgaste en el área de molinos se deba primero que todo a un proceso de lubricacilÍn con jugo y de desgaste por corrosi6n, el desgaste en las aplicaciones de bagazo es principalmente un proceso de erosión seca. Como consecuencia, los componentes de desgaste de la cadena para las aplicaciones de bagazo debieran ser de acero templado, con los pines que los fijan endurecidos a¿ 50 Rockwell C y los bujes endurecidos a 2::50 Rockwell C. Estos son menos costosos y brindan un mejor servicio en estu larca que el acero inoxidable. cuyos pines son típicamente de 45 Rockwell C y sus bujes endurecidos a 38-40 Rockwell C. Algunos proveedores endurecen sus bujes inoxidables a 50 Rockwcll C. En forma similar a los conductores intermedios, los tipos de cadena recomendados usualmente serün las cadenas sin rodillos, de tipo bloque o bloque Y. Los más utilizados comúnmente son los agregados laterales del tipo AS2, especialmente en los aiTeglos de "superficie gemela··.

218

Potencia. Los cálculos de potencia consideran, similar a los conductores intermedios (ecuaciones 7.4 a 7.6), un coeficiente de frieción por deslizamiento del bagazo de:::; 0.35. El coeficiente de fricción para cadenas operando con rodillos es de aproximadamente 0.12 pero se incrementa a 0.35 si estos están obstruidos.

7.2.3

Referencias Capítulo 7

7 Conductores intermedios de molinos y conductores de bagazo

Alimentación de bagazo a las calderas

La alimentación de bagazo desde los conductores hacia calderas modernas presenta un reto particulannente exigente. Para un desempeño satisfactorio de la caldera, el bagazo debe alimentarse confiablemente a ahas velocidades a través de tolvas cerradas Y estrechas, manteniéndolas llenas y sin atoramientos o generando polvillo excesivo. Esta tarea se realiza usualmente ya sea a través de aperturas en el piso del conductor cadena-duela o utilizando arados a uno o ambos lados de la banda que separan el bagazo hacia un dueto plano de acero. Al revisar esta función, Moor (2000) comenta que muchas instalaciones tipo banda necesitan muchos ajustes antes de que puedan ser consideradas "satisfactorias" y que aún entonces, pocas cumplen con todos los requerimientos. Para bandas en esta aplicación: La banda Jebe empalmarse con la cubierta superior al final. Debiera utilizarse velocidades len!as de banda - preferiblemente no más ele 1.2 m/s para una vida útil razonable. Contrariamente a bandas normales, la cubierta más delgada debiera estar en la parte superior. Esto es para evitar que los bordes se encrespen hacia arriba Jo que permitiría que el bagazo ingresara por debajo de la banda. Alternativamente, puede utilizarse un casco con tejido transversal estabilizador para evitar que los bordes se encrespen hacia arriba. Para reducir el an-astre por fricción, puede utilizarse una banda .. resistente a la friccit'm··. Esta es una banda sin cubierta en la parte inferior. Estas bandas de hieran poseer un pliego más grueso de lo usual, p. ej., 5 pliegos en lugar de 4, para mantener la resistencia cuando el pliego del fondo se desgaste.

Vista horizontal

de bagazo {e<nosíbl< muestrear el bagazo continuameJ~-

···~·~~~:~;;:,;"~;c~·1l1:11:encadu tonwrse sobre una base rutJhora. Debiera utilizarse

\:

Vista lateral

-·

Dirección del conductor de bagazo

mucstrcadora a tndo lo ancho (MéGS 5
Los imanes suspendidos son bastante efectivos en caña bien preparada y en bagazo. aunque Muson y Reichard (1983) reportaron que estos no proporcionaron una separación satisfactoria en caña gruesa (picada) delante de la destibradora. En esta aplicación en particular, una configuración alternativa mucho mejor es eliminar el objeto fuera de la corriente de bagazo en un punto de transferencia. Este sistema puede ser muy efectivo en productos gruesos o linos, pero: Requiere un imán de diferente configuración del campo magnético y de una repisa en la que el material capturado se retenga hasta realizar la limpieza; La posición y ángulo del imán son críticos para su desempeño (para detalles. ver Ma.wm y Rei-

c!wrd 1983). Se recomienda que sean consultados proveedores de imanes de buena reputación para dar asistencia en cualquier aplicación en particular.

Figura 7.11: Compuerta tic aliment<.H:i(Hl Ut: la tolva t!e la caldera

La mayoría de los ingenieros azucareros · en que. para conductores de calderas, es instalaciones de cadena-duela que una 1 lación de banda. Entre las características dadas para conductores de cadena-duela mencionarse: Velocidad de conductores no mayores m/s. Deslizamiento del condw.:tor sobre las no sobre las cadenas. Instalar las duelils tiln cercanas entre sí sea posible, sin arriesgarse a puentear mismas. Esto usuillmente lleva a csp:u:í:u:l: tre 900 y 1200 mm, dependiendo de la bagazo y del paso de la cadena. Alimentar las calderas utilizando el 1 trudoen la Figura 7.11. Una rampa colocada corriente arriba de la boca de va permitirá al bagazo caer · \50 m antes de la extracción. El corte · aln~jo es por medio de una lámina de gulo que corta el bagazo y evita golpes duelas. Si se necesitara aislar la tolva 1 Jora, pueden insertarse unos dientes a la tolva por debajo de la compuerta.

219

H.cferencias fábricas han instalado imanes en los de bagazo hacia las calderas con el obde proteger contra daños por metales a los ali. de calderas o a las rejillas en movimienlfOliiTICille se prcJiere uti!i·;:ar electro-imanes "que los imanes permanentes que son más Los imanes no pueden prevenir todo el eliminan el ;u:ero inoxidable. metales no o piedras. Su efectividad en remomagnético depende de: del campo magnético generado; 1<xmlíigunu:íóu de la instalación. ínstulacilÍn más sencilla es en la que el suspendido sobre una banda conductora Para una mayor efectividad de separanecesita estar tan cerca como sea po. las partes del bagazo. lo que requiere nípida cnn una capa delgada de bagazo. ya que el tiempn de permanencia campo magnético es muy importante. se necesidad nJntraria de baja velocidad. entonces un compromiso y pueden cmusualmente vclncidudes de banda de 1.3 a

Annn. (2005): ICUl\lSA Mcthud~ Book. Vcrlag Dr. A. Bancns, lkrlin. !Jt/\\'.1"011 M.W; Smrtlre L.D.; Seo// J.C.; Sutlrcrlwul C.J. (1995}: Dcvelopmcnl~ in bagassc ~porc lklc\:tion rncllwd~. Pro\:. Aust. Soc. Sugar Canc T¡;c]mol. 17. 27\l-2R5. Hugul E. ( 19H6): Hamlhouk uf Canc Sugar Enginccring. Jnl cd. El~cvicr, Amslcrdam. ;\/a.\"111! 1:; Ul'idwnl S.R. ( llJHJ): An invcsligation into 1ramp iron dctcclion and s~:p;rratinn. Pro\:. Jnt. Soc. Sugar Canc Tcchnol. J H, %6-979. Munr ll.S!C. (2000): Bell \'S. dmin·~lat baga~s¡: wnvcyor~ fnr lmikr fccdirll!. Proc. S. :\fr. Sul.!arTcchnol. A~s. 7.¡, 2H5 ··2H9. MrmT C. R. ( J460): Thc prcssurc -rcquircd 111 fccd can e milis, Pan 1 - thcorctical considcrations. lnt. Sugar J. 62. J4ü J-19. SASTA (2005): SASTA Labur
l?c{t•n•rwio.Y pdg. 2!Y

220

221

8

MANEJO DEL JUGO

8.1

Cernido del jugo

El jugo que sale de la planta de extracción contiene una cantidad significativa de pequeñas partículas tk bagazo. Esto puede causar problemas en los procesos siguientes. conduciendo a taponamientos por ejemplo en equipos tales como los calentadores. Una gran proporción de estas partículas se puede separar füdlmente mediante el cernido del jugo con mallas. El bagazo separado se conoce generalmente como hagm;i]lo cush-cush, el cual es retornado a la planta de cxtracci6n. El jugo que se obtiene de un tren ele molinos frecuentemente se denomina como jugo mezclado, sienJo una mezcla del jugo primario del primer molino y del jugo secundario proveniente del resto de molinos. En algunas ocasiones estas dos corrientes son cernidas por separa Jo. El jugo proveniente de un difusor se conoce a vcces como jugo de tiro. pero el mejor término para representar a ambos casos es jugo cmdo. El jugo que proviene de los trenes de molinos puede nmtcncr müs de 3 kg sólidos insolubles/ lOO kg jugo crudo, pero generalmente tiene alrededor de la mitad de este valor. El ¡;ernido con mallas nonnalmcntc pcnnitc reducir esta cifra hasta alrededor de 0.5 kg sólidos, la mayoría de los cuales son pequeñas panículas que no causan problemas subsiguientes y rueden ser removidas durante la clalilicución. E! jugo crudo proveniente de los difusores contiene mucho menos bagazo, debido a la acción filtrante del difusor. En mu~has fübricas con difusores es conuín prescindir completamente del uso de mallas para cernido. Esta es una práctica común en

Suráfrica, donde los sólidos suspendidos son menores a 0.1 kg/ 100 kg jugo crudo de difusor (ver Sección 6.7.4).

8.1.1

Tipos de malla para cernido

:Malla tipo cush-cush. Antes del advenimiento de las bombas inatascables en los trenes de molinos, era común contar con un sistema de malla cushcush única, denominado en algunos casos como el conductor cush-cush, que consiste de un conductor largo de tablillas que barren sobre una placa horizontal perforada instalada al lado del molino. El jugo ele cada molino se cuela a través de la plnca, mientras que las tablillas del conductor barren todo el bagazo retenido por encima de la placa hasta un sistema para retorno del cush-cush. En la actualidad es mmún utilizar bombas inatascables y estos conductores ya no se encuentran frecuentemente en operación. Detalles de este sistema y de las mallas vibratorias, que también dejaron de ser utilizadas, pueden ser encontrados en Hugor ( 19X6). Los restos de algunos sistemas conductores cush-cush pueden ser aún observados en ciertas fábricas que han instalado bombas inatascables en los molinos, donde estos han sido recortados para remover solamente fibras de bagazn de los jugos primario y secundario. El conductor también efectúa trabajo elevando el cush-cush hasta un conductor de retorno. La cadena opera en un ambiente muy corrosivo y necesita ser fabricada de acero resistente a la corrosión; las tablillas son generalmente de madera. El

R(fáencias ¡nig. :23.J

R.l.l Tipos de malla para cernidos

8 Manejo del jugo

mejor material para la malla es el alambre en forma de ~uña. debido a que es menos propenso a taponamientos, problema que se presema comúnmente en estos sistemas. De otro modo se pueden utilizar mallas de a~ero inoxidable, remplazando las de cobre y bronce que se usaron en el pasado.

Filtros de malla DS.M. Estos se conocen en algunos ~asos como las mallas "trampolín" debido a su geometría. El jugo se alimenta ~uidadosamente desde un rebosadero sobre la parte superior de una malla cúncavu estática, a través de la cual el jugo pasa a medida que desciende, mientras que las partículas de bagazo son retenidas sobre lu malla y resbalan sobre su superficie hasta ser des~argudus por gravedad al rondo. Las mallas se disponen en secciones de 0.6 a 1.6 m de ancho y el arco de la malla generulmente encierra un ángulo de 45°. Un diagrama se presenta en la Figura 8.1. Las mallas se fabrican usando alambres de acero inoxidable duro con forma de cuña dispuestos en úngulo recto respecto al flujo del jugo. El diseño con alambre en forma de cuña resulta en una abe11ura de la malla que es divergente. de manera que no es taponada por trozos de bagazo. Este concepto es útil para lograr obtener una malla no obstruible. Diferentes perfiles de alambres con forma de cuña se ilusu·an en la Figura 8.2. La holgura de separación entre los alambres puede estar entre 0.5 y l.ó mm. Cuando la malla es nue-

Alirnen-

Válvu:l

va, el borde del alambre que enfrenta u,i,ec:tac'"

a la corriente de liujo tiene un borde luego de una operación prolongada estos 1 desgastan. Es posible entonces remover las y reemplazarlas luego de haberlas rotado lSfP manera que el otro borde sea también utilizado · montar el borde desgastado sobre el lado que no enfrenta el flujo, el borde resulta ser. nuevamente durante la opem~ión. La capacidad de las mallas está afectada tarnafio de las aberturas. Brotherton y Noble establecieron las cargas müximas de jugn. a nando el flujo de líquido con el
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0.5 15 Abertura de malla en mrn

fi~urn H.3:

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en funciiÍn d(! la alwrtura de malla. presentando datos de Bmtherron y Nohfc ( llJK2) y Man.wm y Ames ( 1982)

Alimentación

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Figura 8.1: Filtro de malla IJS!vl de--l-5° con alambre en forma de cuila para jugo

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La cantidad de bagacillo en el jugo cernido depende del tamaño de abertura de malla en relación con el tamaño de las partículas en la alimentación. El cernido con mallas puede remover entre 75 y 90 % del bagacillu, aunque En gel ( 1966) encontró menores remociones alrededor de 40 90. Parece que casi toda la arena y casi todo el suelo logran pasar con el jugo a través de la malla, de manera que el porcentaje de remoción total de sólidos es inferior. Se espera que el jugo contenga aproximadamente 0.1 kg bagacillo/100 kg jugo, pero el contenido de sólidos suspendidos es mayor, con un promedio cercano a 0.5 kg/1 00 kg jugo. La manera con la cual la alimentación se aplica sobre la malla promueve la retención de übra, siendo el bagacillo que pasa con el jugo a través de la malla mucho m:.ís fino de lo que se espera a partir del tamaño de abertura. M cm son y Ames ( 1982) mostraron que el tamaño de separación de partículas en jugo cernido es la mitad del tamaño de las aberturas. Las mallas pura cernido de jugo son dispositivos simples y poco costosos que necesitan de poca atención durante su operación. El cush-cush usualmente tiene cierto tiempo para drenar sobre la malla antes de su caída en el extremo inferior, por lo cual se logra secar m::ís que en los conductores cush-cush. El rebosadero paru desborde en la panc superior de la malla debe ser nivelado cuidadosamente para obtener una carga de jugo uniforme a lo ancho de la malla. Se deben efectuar verillcaciones de rutina del arreglo de alimenwción para asegurar que el jugo es alimentado suavemente sobre la malla y uniformemente a lo ancho. De lo contrario ocurrirá recirculación de jugo con el cush-cush a la planta de extracción, lo cual tiene un serio efecto sobre la eficiencia de extraccilín. La corrosión puede ocurrir rúpidamente a menos que se utilicen materiales resistentes a la corrosión o un recubrimiento superficial adecuado en el marco de soporte.

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---'··· Figura H.2: Perfiles del alambre en forma de cuña

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Figura H.-t: 1\lalla de jugo rotativa Contra-Shear 1 Dcsviudorcs de jugo: 2 Descarga de sólidos: 3 Rodillos de supone (C\mJucido en el otro lado): --1- Malla de alambre cun I'orma de cuña de 0.5 mm de abertura: 5 Canaleta de a!imentaci!:in; (¡ Entrada de jugo; 7 Rebosadero de jugo; 8 Descarga de jugo cernido

l\'lallas rotativas. Las ma11as cilíndricas rotativas inclinadas se estún haciendo m:.ís comunes en las nuevas instalaciones. Estas difieren de los viejos diseños descritos por Tromp (1936) en que se utiliza ma11a de alambre en forma de cuña y en que el jugo se introduce dentro de la malla rotativa. con el bagazo separado siendo descargado desde el extremo inferior de la malla inclinada. El diagrama de una instalación típica que ha sido popularizada por Contra-Shear se presenta en la Figura 8.4. El jugo se

f?c/i-rcncia.l·¡nig. :!.U

224

introduce desde una cnja de cabecera, cayendo casi tangencialmente sobre la malla, pero en dirección opuesta a la dirección de rotación de la malla. Este arreglo parece que logra un mínimo bloqueo de la malla y permite lograr elevadas capacidades y buenas eficiencias de cernido. Brot!wrton et al. ( 19S 1) detem1inó que el desempeño mejora cuando el jugo se adiciona en la misma dirección de rotación de la malla. Se recomienda un parümetro de diseño de 40 t/(h · rn 2 ), significativamente mayor que lo logrado con las mallas DSM. Estn capacidnd fue confirmada por Bielde y Webster ( 1982), con la adición de alimentación en dirección opuesta a la dirección de rotación. También se inforn1ó que las mallas no presentaron bloqueos de libra. La informacilín de los fabricantes tiende a ser más conservaUora. recomendando vnlores cercanos a 20 t/(h. m2 ). Estos sistemas de malla rotativa tienen típicamente un düímetro de 1.6 m y una longitud de hasta 4.5 m y se suministran con una abertura de malla de 0.5 mm. Las mallas rotativas son suficientemente grandes como para poder usar una única malla rotativa con elevados flujos de jugo, encontrando que las unidades de mayor tamaño tienen diámetros de hasta 3 m y una longitud por encima de 5 m. Estas son müs fücilcs de limpiar debido a que se puede usar un juego de boquillas de vapor que limpia todo el tambor, aunque se requiere más mantenimiento que con las mallas DSM. El tambor gira con velocidades entre 5 y 15 min- 1, usando generalmente un motor de 7.5 kW para el accionamiento. Las mismas observaciones con respecto a la corrosi(m en las mallas DSM, son aplicables en estos equipos.

Filtro de banda lineal. Gierkc ( 1989 ), dió a conocer una instalación que funcionó razonablemente bien. pero se requería reemplazar en pocas semanas la tela filtrante de monolilamentos debido presumiblemente al taponamiento gradual por acumulación de limo. El filtro fue desechado luego de que el tren de molinos fuera remplazado por un difusor, con lo cual dejó de ser necesario cernir el jugo.

8.1.2

Retorno de bagacillo cush-cush

Usualmente el bagacillo cush-cush se encuentra bastante mojado incluso luego del cernido, con un contenido de humedad por encima de 90 g/1 00 g; sin embargo Bickle y Webster ( 1982) dieron a conocer

valores de aproximadamente 80 g humedad/loo . 1 separa-do y retornado desde un·¡ " en un matcna 1 . . , n¡a. 1 a rotal! va. En cualqLHcr caso, el cush-cush que s retoma al tren de molinos se encuentra aún muy m.e jacto, por lo cual de no ser posible su retomo por nO<:lil· vedad generalmente se utiliza un tornillo conduct . or o 'gusano· para conducirlo de vuelta a los molinos. Es común combinar el cush-cush de los jugos primario y secundario y retornar la mezcla sobre el conductor intermedio entre el primer y segundo 1110_ linos. En algunos casos el cush-cush se retorna sobre la caña antes del primer molino, pero esta práctka es menos común. Desde el punto de vista de extracción, el material debería ser retornado a la caña 0 bagazo que tenga la composición más parecida a la del cush-cush en términos de Brix del jugo, en cuvo caso retornar el cush-cush luego del primer moli~u es probablemente la mejor opción. La con!1guraci6n ideal involucra el cernido del jugo primario y secundalio por separado, retornando el cush-cush del jugo primario sobre la caña antes del primer molino y el cush-cush del jugo secundario entre el primer y segundo molino. Cuando este cambio fue realizado en Dama!!. Suráfrica, se obtuvo como resultado un incremento en la extracción de 0.3 %. Esto ocurrió en un molino con extracción de 97 96; es muy probable que e! beneficio sea mayor cuando el nivel de extracción sea más bajo. El jugo de los difusores usualmente no es cernido. En los casos donde se efectúa el cernido, las mallas normalmente se ubican sobre el difusor de manera que el bagacillo cush-cush pueda cuer directamente dentro del difusor cerca al extremo t!e alimentación. V

8.1.3

225

8.1 A Cernido de jugo clarificado

8 Manejo del jugo

Limpieza de las mallas

Uno de los problemas del cernido de jugo es el hecho de que las mallas proporcionan un ambiente ideal para la fermentación del azúcar. Los microorganismos se adhieren a las mallas o elementos metálicos de soporte, desde donde pueden consumir azúcar con facilidad. dado que la temperawra Jd jugo es usualmente bastante adecuada para su desnn-ollo. La evidencia se puede apreciar normalmente en el crecimiento de limo (o haba). un producto dd Leucmwstoc mesenteroides. Las pérdidas causadas por otros organismos no son tan obvias pero snn

. serias. dado que los subproductos de su . . ·tJrnentc. ¡gU_• ,·d, d conducen a impurezas que mcrcmentan las 1 "!"U\! ' 'd 1 . d 1 ·~ ·u· .. 11 miel Jlnal, deb1 o a mcremento e a 1 1 perd_ .' s ~e miel v a mayores viscosidades. ¡;'!í\tl(1,¡(1 . ' El diseño de! sistema de cernido debe cont~r.con •. J·· drenaje adentadas con elementos metahcos ureo~s e . , . . . . ·¡sÍ collltl mtmnws recodos o ranuras que !tmp!Os. , . . •" ,. . . . " . ,,, 1Uh!ar d des,¡rrollo de Of!,alllsmos. El pued.ut 1 111 .... • .]· l·¡s mallas cush-cush de diitctl acceso es arca 1M 11 • · . . . articulannente cntica. Es necesano efectuar una ~unpu.:... ·,.,.,rutinaria de las mallas v de los elementos · . . metálicos que se encucntr:m ~lre~edor. La l~mpleZ
1

8.1.4

8.2

Medición del flujo másico de jugo

Para propósitos de control de eficiencia de la fábrica. es necesario medir la cantidad de sacarosa que ingresa en el sistema, permitiendo efectuar una estimación del azúcar recobrado y de las pérdidas. Dado que en las fábricas de azúcar las pérdidas de incluso fracciones de un punto porcentual tienen vastas consecuencias financieras, esta medición tie~ ne que ser muy precisa. Debido a esto es común utilizar básculas discontinuas (batch) para medir la masa del jugo crudo producido, dado que los otros dispositivos de medición no logran aproximarse en precisión. En industrias como la surafricana, la masa de sacarosa en jugo crudo es utilizada para calcular la masa del azúcar en caña para el sistema de pago de caña razón por la cual las básculas tienen que ser comprobadas rutinariamentc. Cualquier sistema que sea empleado debe verificarse y calibrarse frecuentemente para mantener cifras precisas.

Cernido de jugo clarificado

En algunos casos se efectúa un cernido del jugo clarificado. particularmente cuando se quiere producir azücar de consumo directo, para capturar cualquier partícula de bagacillo fino que haya sido arrastrada. Alternativamente se recomienda en algunos casos cuando se experimentan problemas de taponamiento con bagacillo tino en las mallas de n:spaldo de las centrifugas. E11gcl ( 1966) propuso que el cernido del jugo clarillcado se realizara con mallas DSi\-'1. usando una holgura de 0.35 mm entre alambres cnn forma de cuña. Doy/e y Attard ( 1998) probaron una malla vibratoria y lograron tasas de cernido hasta de 45 m3/(h · m2 ) con aberturas de rnallu con un rango entre 0.3 y 0.5 mm. El cernido del jugo clarificado conduce en algu~ nos casos a generación de vapor. pérdida de calor y Uerrumamicntos, a no ser que se encuentre muy bien discüado. Hoy en día se hallan disponibles filtros en línea que son mucho más compaclOs y totalmente cmpaquetadus. También se pueden obtener mayores tasas de procesamiento por unidad de área Je malla gracias a la mayor diferencia de presión disponible en los flujos bombeados, aunque generalmente se requiere efectuar una purga periódica de bngacillo que es retornada al jugo crudo.

8.2.1

Básculas discontinuas

Los sistemas de báscula disconlinua consisten de un tanque de suministro situado por encima de una tolva pesadora. la cual acepta potes ó 'baches' de jugo y registra el peso de cada uno antes de descargarlo. La tolva pesadora se 'tara' antes de recibir cada bache. Los sistemns antiguos incorporaban dispositivos mecánicos/hidráulicos para el pesaje y control del Jlujo de jugo. Básculas típicas de este tipo son la Maxwell-Boulognc y la Servo-Balans, que fueron el estándar en la industria durante muchos años. Las büsculas Servo-Balans incorporaban en la instalación patrones de peso para pruebas, de manera que el sistema de pesaje podía ser verificado de manera rutinaria y precisa. Subsccuentemente estas han sido reemplazadas por sistemas de celdas de carga. La tolva pesadora se soporta sobre tres o cuatro celdas de carga que registran el peso. Los sistemas electrónicos son mucho más confiables y precisos que las básculas mecánicas y requieren de menos mantenimiento y atención. Se ha adoptado el uso de válvulas de mariposa con acción de cien-e rápido, lo cual ha permitido agilizar la operación de lns básculas. La tolva pesadora puede tener una capacidad entre 2 y

Rtjt•rencias pdg. :!JI

226

7 t y en general el tanque de suministro es aproximadamente del mismo tamaño. El diagrama de un sistema típico se presenta en la Figura 8.5. Las básculas generalmente registran desde aproximadamente 0.05 % y operan con una precisión dentro de 0.1 %. Esto es bastante apropiado para propósitos de control de fábrica. Se deben efectuar verificaciones rutinarias con pesas patrones. preferiblemente una vez cada semana. Los tanques de las básculas deben además ser limpiados cabalmente durante los paros de fábrica. Existen varios aspectos prácticos a considerar para mantener una precisión aceptable de las básculas: No se debe pennitir que el tanque de suministro se llene y rebose directamente sobre el tanque recibidor sin pasar por la tolva pesadora. El sobreilujo debe ser enviado de vuelta al tanque desde el cual ha sido suministrado y de ser necesario una alanna de alto nivel debería disparar las bombas de suministro. El jugo debe ser descargado sobre la tolva pesadora de manera gradual para prevenir un choque excesivo sobre las celdas de carga. Esto es importante sólo cuando se emplean grandes tolvas pesadoras y es fácil de lograr ajustando la velocidad de operación de la válvula de admisión de jugo. Las tuberías de descarga del tanque de suministro y de la tolva pesadora no deben extenderse sobre el líquido del tanque que está por debajo. Esto introduce etTores de pesaje. Las válvulas mariposa deben ser visibles, de manera que se puedan revisar para detectar fugas. La estructura que soporta a la tolva pesadora debe ser suficientemente rígida para asegurar detenninaciones precisas de peso y preferiblemente no presentar vibraciones.

8.2.2

8.3.1 Sistemas de muestreo

8 Manejo del jugo

Otros sistemas de medición

En algunos casos se ha intentado medir el flujo de jugo utilizando flujómctros magnéticos. Sin embargo, no se puede esperar obtener una medición suficientemente precisa. La precisión instalada está generalmente alrededor del 1 S'r? y dado que se mide flujo volumétrico y no müsicn, se ve afectada por la

Muestreo y análisis del jugo

Jugo crudo

de planta de extracCión

Tanque de suministro

Válvula mariposa de amón rápida

Celda de

, ·omn !·t mdiciún de la cantidad importan (t.: e ' , .. , •11 el ¡xoceso es el anahs1s de la que- entr.t e . . dd jugo. Se de he darle.Jgual tmportan1 , , ,,,, h muestra de JU~O tomada sea use!.!ur.tr 1 " ' . . · ~. ~ y que el aná!lSIS sea prectso.

':::=::==;;;;;;;;=:oc=Tolva pesadora

carga Retorno de filtrado

Sistemas de muestreo Tanque recibidor de jugo crudo

;;; ."!c. 1"' recokcciün de una muestra compuesta de

cntdn durante un perioUo de ~ma hora. es un.a usar basculas dJscontJ!!ill!S;.es posible obtener una muestra representativa / ¡,J!lllmdo una pequeña muestra de cada descarga de . ¡,,¡,¡sc1ila Un tubo muestreador que se proyecta socorriente de descarga de la tolva pesadora es

,c.:'\:..>in'!t!íJcn común. En caso de

'>' ; .• Figura 8.5: Esquema de un sistema de pesaje J~ ·

continuo

',c~~~:~~;~,;,:E~',I~;t~~u:bo mueslrcadnr necesita ser diseñado ,':~:

densidad del jugo y los arrastres de aire. El nu logra alcanzar una precisión
::/

cuando se incorporan medidores de """"""'"' nea. El único medidor de flujo que tiene las terísticas requeridas es el medidor Coriolís. pueden medir !lujos con una prccisiün de 0.15 9é y miden llujo másico y no La mayoría de estos medidores brindan multúneas de densidad y temperatura. Este medidor acepta tener sólidos suspendidos en quido, es insensible a variaciones de presión y peratura. tiene un amplio rango de operación virtualmente libre de mantenimiento. Sin t el costo de estos medidores se incrementa cialmente con la capacidad. Los medidores de 80 mm tienen un costo orden de $1 O 000, y más de un medidor sería~ querido para flujos por encima de aproxi !50 t/h. Medidores de mayor capacidad cslíÍll do desarrollados, pero a grandes costos. No obstante. la instalación es de h~~jo relativamente fácil. sin requerirse de largos rectos de tubería antes o dcspuCs del espera que los precios se reduzcan en el medida que se incorporen nuevos estos medidores.

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para asegurar que no llegue a ser

;~~:~~,~~'~p:nr~ el

bagacillo. El esquema de un sistema utilizado se presenta en la Figura 8.6. de un tubo de 19 mm de diámetro con

\;;"~~~:;;~:~ 2.5 mm. localizado sobre la salida de las

discontinuas. El extremo perforado debe d ancho del flujo y el ünguln de los orise ajusta de manera que el recipiente colector ;.·.""íj¡)m¡ucstn< se encuentre lleno en tres cuartas partes

·······\~;:~;d;;e:·~J periodo dl~ muestreo. El recipiente dehe '}

de una tapa y en caso de que el jugo cru-

·'"•.z.\~~$eencueJ1trc caliente. wnto el tubo de muestreo recipiente deben ser refrigerados con agua. de muestreo debe reemplazarse periódica(típicamcnte una va. por turno) por otro tuho L·'!jÍJe\myn sido limpiado y set:adn previamente.

Tubo de descarga de báscula

127

Es importante obtener una muestra representativa. proporcional al llujo de jugo. Por lo tanto tornar una pequeña cantidad de cada descarga permite lo~ grar esto. No se debe permitir que los agujeros del muestreador se obstruyan o taponen. En caso de no emplear básculas discontinuas. garantizar un muestreo representativo puede ser algo más difícil. Varios métodos automáticos para muestreo de jugo han sido descritos por Chen (1993). El muestreo del jugo crudo es delicado y puede generar fácilmente resultados que no son conliablcs cuando no se toman ciertas precauciones básicas. El problema más serio es la posibilidad de deterioro de la muestra. dado que las condiciones de temperatura y concentración son ideales para la rermentución. Por esta razón se requiere que todos los tubos y recipientes involucrados en el muestreo se limpien re~ gularmente, preferiblemente con vapor, así como la adición de algún preservativo en el recipiente colector antes de la recolección de la muestra. El segundo problema es la posibilidad de evaporación. Por esta razón el recipiente de muestra debe contar con una tapa sujetada flrmcmentc y se debe mantener fría a !a muestra. El cloruro Je mercurio y el subacetato de plomo fueron comúnmente utilizados como preservativos. En general estos ya no son aceptados y actualmente la mejor opción es un carbamato aprobado por el US FDA. La asociación SASTA (2005) recomienda el uso de 0.2 mL en un litro de muestra. A1adsen y Day (2005) recomendaron el uso de un ditiocarbamato mezclado a niveles por encima de 5 mg/kg jugo. Generalmente en !as industrias donde se usa el muestreo del jugo de primera cxtracci6n para proptísitos de pago, se dispone de sistemas que permiten que las muestras de jugo sean transferidas automáticamente al laboratorio para su anülisis. De nuevo aquí se necesita tomar varias precauciones para asegurar que la muestra recibida sea representativa. Las muestras se deben tomar a todo lo ancho del molino.

8.3.2

Muestreo de sólidos suspendidos

El análisis de las muestras de jugo se realiza sobre líquido filtrado y la presencia de materia sólida suspendida en la corriente de jugo necesita ser

22H

8 Manejo del jugo 8.4.1 Tarea Lle bombas de jugo

tomaLia en consiLieración. Dado que la materia suspendida puede constituir entre 0.1 y 1 gil 00 g jugo. su efecto puede ser muy significativo. La masa de sólidos suspendidos tiene que ser sustraída de la masa total registrada. El muestreo del jugo para lograr obtener una muestra representativa que no esté sesgada en términos del tamaño de partículas es difíciL El muestreador de cuchara basculante usado en las fábricas surafricanas ha brindado un servicio satisfactorio {SASTA 2005). Un corte del flujo total de jugo se toma balanceando el muestreador rápidamente a través de la corriente de jugo. Bajo estas condiciones resulta adecuado tomar una muestra cada hora.

8.3.3

Análisis de Poi vs. sacarosa

Para estimar el contenido de sacarosa en el jugo. todos los laboratorios de las fábricas de azúcar usan rutinariamente polarización, comúnmente denominada Poi. Aunque esta es una excelente medición para soluciones puras de sacarosa, se torna menos confiable a medida que la pureza se reduce, Esto es debido a la presencia de otros carbohidratos, particularmente rnonosacáridos, los cuales rotan el plano de luz polarizada, lo que debe ser tenido en cuenta al utilizar los resultados generados, El método de doble polarización puede ser empleado para sortear el efecto de los monosacáridos. mas no permite eliminar el efecto de otros materiales polarizantes (Sección 25, 1.1 ). Como se anota en la Sección 2.4.4, para obtener una estimación precisa del contenido de sacarosa real en el jugo se pueden utilizar HPLC tí GC. Se ha encontrado que la razón poi/sacarosa en el jugo crudo varía entre 0.97 y 0,99 en Sunífrica y es algo más baja en Luisiana en el rango de 0.95 a 0.97. Esto significa que el uso del poi subestima la cantidad de sacarosa que entra en la fábrica entre 2 y 4 g/100 g sacarosa. La magnitud de este error es tal que una estimación precisa de las pérdidas indeterminadas no puede ser obtenida sin la medición de sacarosa reaL La medición de Brix del jugo usando refractómetros ha demostrado brindar una estimacitln precisa del contenido de materia seca en el jugo crudo. de manera que no es necesario efectuar ninguna corrección por sustancias disueltas.

8.4 8.4.1

Bombeos de jugo

. "!S de succión generalmente es mayor que J•¡S l Jnt:<. e ~· j¡¡s de descarga en aproxiJ~adamente una unie:1~ de tamaño de tub_ería. para Javor~cer el NPSH. ~' 10 conJuce a vclocJdad~s~ de ~prox1madamc?te [ Es en 1'.1 tubería de succ1on. .El estrangulamiento mis . _ . d

Tarea de bombas de jugo

El jugo crudo contiene arena y partículas fibrn_ sas de bagazo, además de ser abrasivo y corrnsiv O, La presión de descarga de las bombas es relativa. mente elevada, dado que el jugo se debe bombeara través de los calentadores hasta el tanque Hash, lota- ' lizados a una mayor altura. por lo cual el t las bombas puede ser problemático,

-1 .11 ¡-•·1s ronVH\'

¡Jara rc~ular el flujo se efectua s1empre ~

Cuída de prcsián por friccián en tuberías. La ncncml para calcular la caída de presión ces la ccuaciün Jc Durcy. que se puede representar •• 1,·1,)11 e~u,

como: j . 1. 11~

11 2

-2·g·d

(8.1)

donde:

Pam especificar la tarea de estas bombas es ne. cesario conocer los flujos promedio y máximo dd jugo a bombear, incluyendo el retorno de filtros y !a cabeza de la bomba bajo las dos condiciones. ParJ esto se requiere estimar la caída de presión u través de las tuberías y los calentadores, así como lu diferencia de altura entre la succión y la descarga úe! líquido.

11 pérdidas por fri<.::ción expresadas en metros de Jíquidn en 111. longitud de tubería equivalente en m,

!0.0' J

Diámetro del tubo en mm

1

25

f

velocidad promedio del líquido en m/s, constante de acelemción gravitacional (9,81 m/s~). diámetro interno de la tubería en m, factor de fricción adimensionaL

La ecuación de Dan:r es válida para flujos laminares o turbulentos de cualquier líquido en una tubería. La información más útil y ampliamente aceptada sobre Jos factores de fricción a ser usados en la fórmula de Dan.:v son los datos atribuidos a L. F. Moo{(\' (1944), que se muestran en la Figura 9.5 de la Sección 9.2.5, Esta ecuación también puede ser aplicada para el cálculo de las pérdidas de entrada/salida y caídas Jc presión por válvulas y otros accesorios mediante la conversión a longitud de tubería equivalente o número de cabezas de velocidad equivalente. En fábricas de azúcar es preferible aplicar el método de las dos-K de Hooper ( 1981 ), dado que es fácil de usar y más preciso a bajos !lujos, particulannente con Jos fluidos mús viscosos que se obtienen al aumentar el Brix.

sobre d lado de descarga.

En algunos casos se usa una bomba intermedia entre el calentamiento primario y el secundario, par. ticularmente cuando se emplea encalado intermedio. Es necesario diseñar cuidadosamente el sistema parJ minimizar costos.

11

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219

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200 250

DO

Dimensionamiento de tuberías para líquidos, Teóricamente el problema del dimensionamiento de las tuberías debería resolverse con base en consideraciones económicas. Sin embargo, en la fábrica de azúcar típica. es raro que se realice una optimización económica del tamaño de las tuberías debido a fattores no conocidos tales como suministrar capacidad para flujos futuros o las características reales de caída de presit"ln en ciertos equipos de proceso (ej. calentadores, válvulas de control). En casos donde existen consideraciones especiales de proceso, las curvas mostradas en la Figura 8.7 pueden ser utilizadas para el dimensionamiento tentativo de las tuberías de líquido. Las üreas de las tuberías de succión y de descarga en esta grúlica est::ín basadas sobre los siguientes rangos económito~ de caída de presión para agua a 20 a Tubería de succión- 3,5 a 8 kPa por lOO metros de tubería equivalente: Tubería de descarga- 15 a 60 kPa por 100 metros de tubería equivalente. Esto nonnalmente resulta en una velocidad del líquido entre 1 y 3m/sen la línea de descarga, El tamaño

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Hgura 8.7: Diámetro de tuberías Ue succión y Uescarga en función de! flujo de líquido

lú:fántcius f!Úg. 23-1

230

8 Manejo úel jugo

Se anota que el factor de fi·icción de Fanning utilizado en algunos textos es una cuarta parte del factor de fricción de Aioody. La caída de presión a través de equipos de proceso, tales como los calen la~ dores de jugo, se obtiene preferiblemente a partir de mediciones reales en la fübrica en t:aso de que sea un equipo existente, o especificando una caída de presión consistente con los requerimientos del proceso en caso de nuevas instalaciones.

8.4. 1 Tarea de bombas de jugo

Curva de bomba

tO Vcilvula e

w

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cerrada

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parcialmente

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§

5

o10]

Selección de bombas. La cabeza total requerida en la bomba comprende los siguientes aspectos: La diferencia entre los niveles de la succión y la descarga Jellíquido. Cuak¡uicr diferencia entre el vacío y/o la presión sobre los lados de entrada y salida en las superficies libres del líquido. La fricción, es decir la cabeza requerida para superar la resistencia al flujo de tuberías y accesorios. La caída de presión a través de la válvula de control. La pérdida de cabeza a través de equipos tales como los calentadores. La cabeza de velocidad en la descarga final. A manera de guía generaL factores de seguridad de 20--30 % del factor de fricción permiten considerar posibles cambios en la rugosidad superficial de las tuberías de acero luego de una vida de servicio de 5 a lO años; después este periodo la situación usualmente permanece estable y no se presenta mayor Ueterio. Sin embargo esto no tiene en cuenta incrementos de la caída de presión debiUo a aumentos de llujo o la reducción de eficiencia a consecuencia del desgaste de la bomba. En la mayoría de aplicaciones de bombas de jugo. el múxirno Hujo es aproximaUameme un 25 %mayor que el flujo promedio. Las bombas centrifugas presentan una fuerte relación entre la capacidad y la cabeza. lo cual facilita un control estable de la planta. Sin embargo, existen ciertos factores limitantes en relación con la selección de bombas centrifugus. L<1s curvas y características de lus bombas necesitan ser tomadas en consideración. Un ejemplo típico se presenta en la Figura S.S. La curva del sistema, que da una caída de presión en función del Hujo, se grafica sobre la curva característica de la bomba. Lu cabeza a cero liujo corresponde a la cabeza estática. siendo la cabeza una función del flujo elevado al cuadrado. Con el flujo

231

Flujo volumétrico en m 3/s

promedio v·,. la cabeza del sistema es menor que In indicado por la característica de la bomba. Es!a diferencia de cabeza es absorbida por la válvula de , control que regula elllujo. El máximo llujo se obtiene con la válvula completamente abierta cuando b curva del sistema intercepta a la curva de la bombrt Este es el punto de múxima potencia y el motor debe ser seleccionado para poUer suministrar la potencia requeridu en este punto. En las instalaciones de bombas de jugo crudo el líquido manejado contiene partículas sólidas abrasivas y presenta un pl-1 por debajo del valor neutm Esto requiere el uso de materiales de constnu.:ci¡ín endurecidos. Si la cantidad de sólidos suspendidos es elevada, se puede utilizar un impulsor abierto parJ obtener una bomba "inatascablc", pero este disciin implica cierto sacrificio de eficiencia. Si la cabeza de descarga excede aproximadamente 100 m de agua, se requerid. una estación de bombeo múltietapa en lugar de bombas de una sola etn1n Usualmente este no es el caso y las bombas de U!Hl sola etapa son generalmente utilizadas para esta aplicación. También puede especificarse una menor velocidad, dado que el desgaste por erosión es proporcitr nal a la velocidad elevada a la potencia de cuatro.

Hcquerimicntos de potencia. La demanda de potencia de una bomba está dada por la siguiente relación:

\J. p ·g ·H 1000 ·11

10'

1Q3

Capacidad en m3/h

Figura 8.8: Efecto d~ la vü!vulu de control sobre e[ puntn de operación de la bomba

p =

10'

(R.21

figura 8.9: Elkiencia Je bombas centrifugas

donde: p consumo de potencia en kW, ~~ capacidaJ de la bomba en m 3/s. H cabeza de la bomba en m, p densidad del líquido a la temperalura de bombeo

en kg/nr'. 11

eficiencia hidráulica de la bomba expresada como fracción.

E~to

se puede simpli llcar como:

\i. H. p P=---

102 •11

(8.3)

Es posible obtener mayores eficiencias incrementando la velocidad del eje, al costo de requerimientos de NPSI-I. La eficiencia de las bombas centrifugas depende de su tamaño y los valores presentados en la Figura X.9 pueden ser utilizados para estimar !os requerimientos de potencia para propósitos de diseño preliminar. Los datos de eficiencia son suministrados por Jos fabricantes, pero típicamente estün alrededor de 0.5 para bombas pequeñas y 0.75 para las bombas más grandes. Usualmente la dicicncia de las bombas alt;rnalivas está alredeUor de 0.~. El diseil.ador debe procurar siempre que la potencia de accionamiento propuesta sea suficiente para satisfacer los requerimientos de potencia de bombeo en todo el rango de ti ujo considerado. Esto se cubre con e! rango de tlujos y cabezas presentados en la Figura 8.8.

Requerimientos de NPSH. La presión a la entrada de las bombas debe ser sulicíentemente elevada para prevenir la cavitación. Esto ocurre cuando una parte del líquido se vaporiza debido a que la presión cae por debajo de la presión de vapor del líquido. La cabeza neta de succión positiva (NPSH) es la presión en la succión de la bomba por encima de la presión de vapor del líquido, expresada como cubeza de líquido. El NPSH disponible en la succión del sistema debe exceder el NPSH de la bomba, que depende del diseño de la bomba y debe ser especificado por el fabricante. Esto normalmente no constituye un problema al bombear jugo crudo debido a que la temperatura es relativamente baja. Sin embargo, es extremadamente importante en las bombas de jugo clarificado, el cual se encuentra cerca de su punto de ebullición. El NPSH disponible se calcula como la presión en el tanque de alimentación (generalmente atmosférica), más la diferencia en altura entre el nivel mínimo en el tanque de alimentación y el centro del eje de la bomba (negativo cuando el nivel está debajo del centro de la bomba), menos la caída de presión en la tubería de succión hasta la bomba, menos la presión de vapor del líquido de acuerdo con la temperatura. Algunas recomendaciones relacionadas con el NPSH y el diseño del sistema son: Los requerimientos reales de NPSH para una bomba deben ser proporcionados por el fabricante a partir de ens<1yos siempre que sea posible. El NPSH disponible debe exceder al NPSH requerido en todo el rango de capacidad de bombeo. Cuando el NPSH del sistema es limitado, los requerimientos de NPSH ele la bomba pueden ser reducidos especificando una menor velocidad de rotación del eje, usando impulsores de doble succión u otro tipo de bomba; una combinación de estas altemativas puede ser requerida en casos extremos. El tubo de succión debe ser suficientemente grande, generalmente en una unidad de tamaño de tubería por encima de la tobera de la bomba, teniendo una velocidad por debrtio de 1.5 m/s. Se debe evitar el empleo de tuberías largas de succión, minimizando e luso de codos y accesorios.

N<;{erencias pág. :!..U

8.4.4 Control del flujo de jugo

8 Manejo del jugo

232

8.4.2

Materiales de construcción

El jugo crudo generalmente tiene un pH entre S y 5.5. aunque puede estar mtís cercano a 6 para ju-

gos de difusores en los cuales se practica encalado. Cualquiera que sea el caso. el jugo es corrosivo y en conjunto con la arena arrastrada, resulta en corrosión combinada con abrasión que tienen como efecto neto un n.ípido deterioro de los aceros de hajo carbono. No es raro encontrar fugas de jugo alrededor de los tanques de jugo crudo. Generalmente se justifica usar materiales resistentes a estas condiciones. El material más eficiente desde el punto de vista de costos para tanques y tu hería es el 3CR 12, un acero de alto cromo con propiedades cercanas a las de Jos aceros inoxidables. Las bombas y válvulas utilizadas para manejar el flujo de jugo crudo también se seleccionan generalmente incorporando materiales resistentes a la abrasión.

8.4.3

Dimensionamiento de tanques de jugo crudo

Es deseable mantener una retención mínima del jugo crudo, pues esto brinda una oportunidad para que ocurran pérdidas microbiológicas de azúcar. Sin embargo, para poder obtener un flujo de jugo a los clarificadores sullcientemente estable, es necesario contar con cierto volumen mínimo de capacidad amortiguadora en forma de un tanque de jugo crudo. El tanque sirve además para suavizar los picos transitorios de tlujo que ocurren en el sistema por la descarga de las básculas discontinuas. El tiujo volumétrico de jugo crudo en m 3/h es en la mayoría de casos similar en magnitud a la tasa de molienda de caña en te/h. Este es el caso por ejemplo con caña que contiene 12 % t-Jbra y con una imbibición de '25 % caña ó con 15 % fibra en caña y un nivel de imbibición de 30 % caña. El flujo de jugo total incluye adicionalmente al retorno de la estación de filtros, de aproximadamente 15 t por \00 t de jugo crudo. Para tener una idea del tamaño del tanque de jugo requerido, se puede considerar que el tanque debe soportar un pico transitorio de 30 % de jugo durante 1O minutos. Para esto se requiere una capacidad extra de 5 minutos a la tasa de flujo promedio. Asumiendo un tanque lleno hasta la mitad. un tiempo total de retención del jugo de 1O minutos

parece razonable. Esto resulta apro:dnmclanJent<• •.• un tanque con 20 m 3 de capacidad para una que muele 100 tlJh. El tanque de jugo crudo debe tener un fondo clinado, de manera que todo material sólido ser conducido hasta la salida de jugo a las Una buena prüctica consiste en desocupar eJ periódicamente, para remover todos los lll<'tleria!,,, sólidos, los cuales de otro modo constituyen un fugio para microorganismos que degradan sac¡¡rosa Por la misma razón. se considera como una buen~ práctica utilizar la descarga discontinua de las básculas y el retorno de filtrado para agitar los slllidos que flotan sobre la superficie y arrastrarlos hasta la salida de jugo. Cada bomba Jebe contar con su propia línea de succión, preferiblemente inclinada hasta la bomba y con una válvula de aislamiento a ; ras sobre la salida del tanque. Se deben usar prefe. riblemente vülvulas tipo mariposa en lugar de las de compuerta, de manera que la tubería se pueda sellar incluso cuando se tiene arena presente. En el caso de los sistemas donde se proporciona retención al jugo para la degradación de almidone~ por enzimas naturales, la capacidad adicional disponible implica que la capacidad amortiguadora de! tanque de jugo crudo puede ser reducida correspondientemente.

8.4.4

. . , tornando en consideración la tasa de mo. ~rt: , , ]os niveles en tanques postennres. Me/rose ¡enJ,¡ \ 1 · • .1 • _l _.,. · l-•scribió la irnp emcntac10n ue un sistema l) t 1,;. (''700 ':" · ' 1 El control del f-lujo se logra a través del de contro · ~ , • bomba de velocidad variable o con una 11 1 soueU• u._ . • .• control sobre la línea de descarga de la valvU 1•1 11 ~.: . E"l dimensionamiento de la válvula de cnn00111 b•1• . • ,de efectuarse medmnte el uso de ecuaciOnes tro 1pu~.: . . ··¡s de los labncantes. propl•. Las v;ílvulas tipo mariposa son frecuentemente -eleccionadas para las tuberías de diámetro grande ~e jugo debido a ~u menor .costo y elevada capac.idad. Dado que el jugo c~nllet.le arena, es necesano utilizar un disco Lle acero mox1dable para proteger la válvula contra el desgas le abrasivo. En el pasado se creía que la caída de presión requerida a través de la vülvula de control bajo condiciones de disefío debería ser al menos 50 % de la altura diníimica o de 25 a 30 % de la caída total de presión del sistema para que fuera posible lograr un buen control. Bislwp el al. (2002) sugirieron que la caída de presión a través de la vülvula debería ser el valor más alto entre 33 r¡~) ele las pérdidas dinámicas •d!CU\0.

233

del sistema tí 103 kPa. Hoy en día. estos valores se pueden considerar innecesarios y como un desperdicio de energía. La caída de presión recomendada a través de una válvula ele control es el valor más alto entre 5% de la presión total del sistema (es decir cabeza estática más cabeza dinámica a müximo flujo) ó 35 kPa para vülvulas de control rotativas, ó 70 kPa para vülvulas de globo (Bliiii/Wil/1 1998). Los motores AC de velocidad variable están comenzando a ofrecer opciones viables para el control de flujo en lugar de\ uso de las válvulas de control. La principal ventaja es el hecho de que las bombas operan en promedio a una menor velocidad y descargan a menor presión, de manera que el desgaste de la bomba causado por arena se minimiza. Esto también significa que el consumo de energía se reduce considerablemente, aproximándose proporcionalmente a la reducción obtenida en la presión de descarga. El ahorro se aprecia en la Figura 8.8, dado que la bomba upera a lo largo de la curva del sistema en lugar de la curva de la bomba. Por lo tanto el ahorro de energía es tú representado por la diferencia de cabeza de bombeo a cualquier tasa de flujo.

Control del flujo de jugo

Generalmente el flujo debe ser controlado pam obtener una velocidad estable, de manera que sea posible lograr un control de temperatura y de pH es· tables y para poder lograr un buen desempeño en Jos clarificadores. El primer requerimiento es tener un~ capacidad del tanque adecuada, de manera que las Huctuaciones cortas puedan ser moderadas. El sistema de control dehe procurar mantener el Hujo tan estable como sea posible, permitiendo que el nivel de flujo en el tanque varié pero sin que se llegue a desocupar completamente o derramar. La configuración más simple consiste en el uso de un controlador de una banda propon.:ional amplia. Una mejor solución se tiene con el control de acción tipo gap, manteniendo el Oujo constante entre ciertos límites inferior y superior (banda cerrada). con ajustes del valor objetivo de flujo (setpoint) siendo efectuados solamente fuera de estos lfmites. Obtener un Hujo mús estable involucra elementos de control

Rtj"ere11cias púg. 23.J

235

R Manejo del jugo

234

Referencias Dmmw1111 JI. D. ( l99H): Control V;¡] ve Primer. Jrd Ed.

lnstrum~.:nl

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Clu·u

a vihratury unit. Pruc. t\ust. Soc. Sugar Canc Tcchnnl. ~0. ·170-176. t:ngd L (19M}: Scrccning juicc with thc DS/vl. Sugar y Azucar. 61, 1, 35-37.

... del

Gú•rkc Wilf.U. (19R9): The appllcation of a llnear hclt lil, cu~h-cush rcmoval frnrn ¡¡ mi!l mixed juic~ m ·Jai 1 Proc. S. A fr. Sugar Cane Tcchnol. 63, 33--35. Hooper W/1. ( 1981 ): Thc two-K methni.l prcdicb hcai.l h littings. Chem. Engng. m;, 17, 96~100. Hugor f. {19Rtí). H¡¡ndhnok ofCanc Sugar Engine~rinf!. Amstcrdam. 3rd Ed. 353-35R. Mwhcu LR.; Doy O.F {2005): i\·lixcd dithiocarhamatc<; 0 prcscrvalion of sugar cane juicc. Int. Sugar J. 107 576-SHO. '

Mmorm /'.G.; Anw.1 !U; (!9R~): Film~ rcmnval from juicc 1'. Aust. Soc. Sugar Canc Tcchnul. 4, :!55-:!59. · · n;;:. Mdm1c L..!. (~003): Practicalm:m:tgcmcnt ofjuicc Jlmv liiH.l ¡ 1 using prcdictivc moJel contrnL Proc. S. Afr. Sugar Cm~ , noL 77,423----151. Mood_\' L/-: ( 1944): Friction factors for pipe Jlow. Tran.'>. Amcr. Snc Mcch. Eng. 66, 67l-67H. ' St\STA (2005): SASTA Laboratory Manual. 4th Ed. S. Mr. s11,,, Tcch. Ass. CD-HO:vl """' Tmmp Lrt ( 1936): Machincry ami Equiprncnl of thc Canc Suc;:r Factury. Nunnan Hndger. London. 6-14 p. ~

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9

CALENTAMIENTO DEL JUGO

El jugo obtenido de la planta de extracción se encuentra cerca a la temperatura ambiente cuando viene Je trenes de molinos o alrededor de 60 "C en caso de provenir de difusores. El jugo filtrado se retorna sea al tanque de jugo crudo, donde incrementa ligeramente la temperatura, o sobre un tanque intcnneUio Juego del primer calentamiento. La cantidad Ue Jiltrado puede variar desde 5 % hasta 25 (;,;: de la cantidad de jugo crudo, dependiendo en gran parte Uel contenido de sólidos suspendidos en el jugo y de la consistencia de los lodos que se extraen Ue los clarificadores. El objetivo es calentar el jugo hasta obtener justo antes Uel clarificador una temperatura unos pocos grados por encima del punto de ebullición. El jugo es entonces desaireado por descompresión instantánea en un tanque 'flash', con lo cual se logm una temperatura del jugo en el clarificador siempre constante y la remoción de los gases disueltos en el jugo . Generalmente el jugo se calienta en dos o más etapas, usando vapor a menor presión en la primera C!apa para tener una mejor economía de vapor. Por lo !anta la mayoría de la transferencia de calor a consiJerar a continuación involucra la condensaciün de vapor para lograr el calentamiento requerido. aunque en el caso del jugo crudo de Jos trenes de molinos. a menor temperatura, la primera etapa del calentamiento de jugo 'frío' puede efectuuse usando condensado de los evaporadores. Esto permite ahorrar vapor y es útil para enfriur los condensados cuando se desea utilizar agua enfriada para la imbibición, así como para el su~li­ nistro de condensado frío para la prep3ración de lloculante.

El calentamiento del jugo se realiza en la mayoría de casos usando calentadores de carcasa y tubos o tubulares. Aclllalrnente el uso de los calentadores de marco y placas. generalmente conocidos como calentadores de placas, se está incrementando. Otros tipos de calentadores empleados son los calentadores pla~ tulares, suministrados por la compañía francesa Barriquand y los calentadores de contacto directo, donde el vapor se condensa en el jugo a ser calentado.

9.1

Consideraciones teóricas

9.1.1

Balance de energía

A continuación se considerará un balance de energía para e\ caso de jugo calentado por condensación de vapor, tal como ocurre normalmente en los calentadores de jugo. El intercambio de calor entre el vapor que se condensa y el jugo se puede representar como: (9.1)

donde: flujo del jugo en kg/s; calor específico del jugo en kJ/(kg · 1<); temperatura del jugo que entra al calentador en oc; temperatura del jugo que sale del calentador en oc: lils 1 flujo de vapor en kg/s; ¡}.J¡LV calor de evaporación en kJ/kg; calor transferido en kJ/s, es decir en kW.

º

9 Calentamiento del jugo

236

Para esto se asume que: El calor específico del jugo es constante. El vapor condensado sale a la temperatura de saturación del vapor fvs' es decir que no se enfría. En la práctica ocurre cierto subenfriamiento. pero que no es considerado significativo. Las pérdidas de calor son despreciables.

9

. ¡ (11 1cu 0

Dado que a partir de la ecuación (9.1)

. tir de !as ecuaciones (9.1) y (9.4)

,.

sunp

es:

cto

~=k·f1T

(9.2)

dA

donde: área en m 2: k coeficiente global de transferencia de calor en kW/(m 2 ·K); !J.T diferencia de temperatura de la fuerza impulsora, es decir t 5t ~t.

y entonces:

(9.31

mj

donde el ürea total se específica como el áreu externa de los tubos (entre placas) y k se fundamenta en es¡;¡ área. La diferencia de temperatura entre el vapor con. densado y el jugo (tsr- l) decae exponencialmente a lo largo del calentador. La diferencia logarítmica de temperatura D.Tm se calcula de acuerdo con la siguiente f(lrmula, con una diferencia de temperatura tal como se ilustra en la Figura 9.1.

·('1'

D.T,,

11T,- !1T2

(9.6)

ln(/11; 1111;)

Si k no es constate, sino que varía significativamente a lo largo del calentador, la ecuación (9.5) debe ser reemplazada por: Q=A· k, ·f1T, -k, ·f1T2 In( k2 • f1T, 1k, · 111;)

(9.71

donde k 1, k 2 son los coeficientes locales de transferencia de calor en los extremos del calentador y AT1, D.T2 son las aproximaciones de temperatura en Jos correspondientes extremos del intercambiador. Para el caso de calentadores de jugo es razonable asumir un valor constante con base en las condiciones promedio del calentador.

(9.8)

9.!.3

Coeficientes de transferencia de calor en calentadores de carcasa y tubos para jugo

Codicien te global de transferencia. El calor se transfiere a través de la pared del tubo desde el vapor que se condensa afuera hasta el jugo que fluye por el interior del tuho. El coeficiente de transferencia de calor es d valor reciproco de la resistencia total al flujo de calor. Existen varias resistencias en serie, en el lado de! jugo. el lado del vapor, el mismo tubo

lncrustación

Núcleo

turbulento

Vapor saturado

Considerando la ecuación (9.1 ),

"

Vapor tlt

1

y sustituyendo en (9.3) conduce a: t.

Integrando, asumiendo condiciones de estado estable y que cr y k son constantes, se llega a:

t,

Jugo

Distancia a lo largo del calentador

Figuru 9.1: Perfiles de temperatura típicos en calentadores de jugo

1

1

r

o

r

1

k·A

k,·A;

A,

A·A

A

k"·A

--=--+...!::..+--+~+--

(9.5)

A

Para poder aplicar la ecuación (9.2) a todo el calentador. se Jebe efectuar una integración de la ecuación desde las condiciones de entrada hasta las de salida:

-

k·A ¡·¡·¡t:'l!ldO. ln(D.7; / D.T~) = - . - 1 ¡_

237

y ütctores de im:rustación (ensuciamiento) en la superficie interna y externa del tubo. En la Figura 9.1 se presentan gradientes de temperatura típicos. El coeficiente global de transferencia de calor se calcula como:

t~:

\ r,_ - rl = ,,·,'.e, .. (t '- t ' ) (!~k·•. \ni/17~/M;I

Tasa de transferencia de calor

La diferencia de temperatura que impulsa la transferencia de calor varía a lo largo del calentador. Al considerar una pequeña sección del calentador, la ecuación que representa la transferencia del calor

de la temperatura de salida

A p,Jr

ó:

9.1.2

. ¡ .3 Codkientes de transferencia de calor en calentadores de carcasa y tubos para jugo

Distancia

Figuru 9.2: Gradientes de temperatura típicos a través de la pared del tubo en calentadores de jugo

(9.9)

donde ~'r,; y ~"r.o denotan respectivamente a los factores de incmstación en la superficie interna y externa de los tubos en (m 2 ·K) por kW: 8 es el espesor de la pared del tubo en m y A es la conductividad térmica del metal en kW/(m · K). Se han establecido sólidas correlaciones para el coeficiente de transferencia de calor en el caso de vapor condensado sobre el exterior de los tubos mientras que líquidos 11uyen al interior del tubo. Dado que el vapor normalmente es limpio. el ensuciamiento de la superficie exterior del tubo generalmente es despreciable, pero el ensuciamiento o incrustación al interior de los tubos puede ser bastante severo. El factor de incrustación al interior de los tubos (lado jugo) es usualmente decisivo. Esto obliga a detener el calentador luego de cierto periodo y efectuar su limpieza. Definición del área de transferencia de calor. Existen diferentes convenciones para calcular el ürca de transferencia de calor. La convención Europea generalmente ha utilizado el diámetro interno y la longitud total de los tubos. La convención Británica y Norteamericana (Pen:v y Creen 1997) ha empleado el diámetro externo de los tubos y la longitud entre placas. En muchos casos la diferencia es insignificante, pero se incrementa a medida que se reducen el diámetro y la longitud de los tubos, llegando a diferencias que pueden ser tan grandes como 20 %. Se ha argumentado en algunas ocasiones que debido a que la mayor resistencia a la transferencia de calor se presenta en el interior del tubo, se debería utilizar el diámetro interno para calcular el área. Sin embargo. el sistema Britünico/Norteamericano, es decir usando diámetro externo y distancia entre placas, es el más utilizado en la industria azucarera alrededor del mundo y será la definición aquí adoptada. Propiedades del jugo. Algunas aproximaciones simples pueden ser utilizadas para los cálculos relacionados con los calentadores. Una aproximación del calor específico está dada por (Hugot 1986 ):

U!'(crnwia.\· príg. 255

23X

9 Calentamiento del jugo

el'=

4.187 · (1- 0.006 · ll'us)

(9.101

donde wDS es el contenido de materia seca o Brix del jugo. Una comparación con cifras presentadas por Bubnik et al. ( 1995) para jugo de remolacha muestra valores muy cercanos a aquellos obtenidos con la ecuación (9.10) a temperatura ambiente, pero los valores de· calor específico se incrementan ligeramente a mayores temperaturas. Wright ( 1981) mostró que, con un jugo de 20 Brix sobre el rango de temperaturas encontrado en las fábricas de azúcar, la viscosidad del jugo puede ser expresada de manera simplificada con error menor a 3 %usando la siguiente ecuación: ).l ~

0.1147 lt

donde res la temperatura en oc y ).lla viscosidad en Pa · s. Para un jugo de 15 Brix, la siguiente expresión es más precisa: )1~0.040/t

(9.121

Bulmik et al. ( 1995:155) presentaron valores de la conductividad térmica de soluciones de azúcar. Para las condiciones típicas de los calentadores de jugo, la conductividad térmica en la mayoría de casos es aproximadamente 0.6 W/(m ·K).

9.1.4

de casos se utilizan dos etapas de e
s:

9.2

Diseño de calentadores tubulares

9.2.1

Coeficiente de transferencia calor

19.111

Uso de vapor extraído de los evaporadores

La mayoría de los calentadores de jugo son del tipo carcasa y tubos, donde los tubos son soportados por placas sobre los dos extremos del calentador. El jugo liuye a través de los tubos y el calentamiento se realiza condensando vapor sobre el exterior del tubo. Generalmente el jugo crudo se calienta usando extracciones de vapor provenientes de los evaporadores. En casos donde la economía de vapor no es muy importante puede también utilizarse vapor de escape, pero el uso de vapores de menor presi6n se ha incrementado con el objetivo de lograr mejores economías de vapor en las fübricas. Dependiendo del nivel de economía de vapor deseado, pueden utilizarse Vapor 1, Vapor 2 ó Vapor 3. El jugo usualmente se calienta en etapas, usando el vapor a menor presión para calentar la primera etapa, e incrementando progresivamente en cada etapa. En la mayoría

Como se muestra en la ecuación (9.9), e! ciente global de transferencia de calor k puesto de varios componentes. El recíproco la resistencia global a la transferencia de calor constituye la suma de un número de ' serie. Las resistencias individuales se continuaci(m. Resistencia de la película de jugo. La alternativa para calcular esta resistencia es do la ecuaci6n de Sieder Tate (lncropera y 2002), que expresada en mensionales es: N u= 0.01:43 · Re(UI · Pro __nl ·

239

9.2.1 Coel!ciente de transferencia de calor

(.Jl¡_)

1114

llnv

la cual se puede reescribir como:

·,¡d =0.01:43· ( d·~·p )"" · ( Cp¡!J- )""'

¡

Las prupiedndes físicas, con excepción de la si dad de la película de jugo sobre la pared del !lTw' deben ser todas evaluadas a la temperaturJ medio del jugo. Estas ecuaciones snn urlii<:ubles 1 11ujo turbulento (Re> 1: 300). Para las i de tubos y velocidades comúnmente cm:o111lradas valor de Re se encuentra generalmente en el de 50 000 a 250 000.

de película de vapor condensado. t-.,.iis(clncld"e si el calentador dispone de tubos . rrlt'lks se deben utilizar diferentes u !lorm- ._ · · . . . ¡D<1t Para los tubos honzontales 1.1>en') :;o. . ., ecuacwn: cll1P 1e.··¡r h, .siouientc ::},_' ·P;. g. j_fii.V )1125

(9.15)

material seleccionado para los tubos tiene un efecto despreciable sobre el coeficiente global de transferencia de calor. Los tubos de acero inoxidable ofrecen ventajas al ser mús resistentes a posibles daños durante la limpieza y parecen ser menos propensos a la adhesión de depósitos de incrustaciones sobre la pared del tubo.

d.¡)."{". ~l

físicas se refieren a aquellas del . do 'l !a temperatura de condensa1 s 11 con de·' ' .. . !1 T corresponde a la thlerencm . c·tstl es te '· );¡e¡npcrartura entre el vapor que se condensa y la tubo. Normalmente la temperatura de la tubo no se cunoce. pero Wrig/11 ( 1981) ha ya lores de üT de 22.5 y ! 5 K para calenta1 utilizan Vapores 1 y 2 respectivamente. eralmente el coc!icienle global de tranSferencia a este valor supuesto de !:J. T. el caso de tubos verticales, la ecuaci6n es ¡·•¡!;¡,;,;¡1lf.pero la dimcnsilín característica es la longituhos en lugar del diámetro. Dado que esta en el denominador. resulta en coeficientes ~·tf<¡nsrfm:ncilaligcramente menores que los culcupara calentadores horizontales. En la mayoría el coeficiente en el lado de la carcasa es la diferencia nn afecta significativamenf,iif
(9.161

Resistencia de las incrustaciones. Dep6sitos de incrustaciones pueden acumularse sobre el interior de los tubos y llegar a constituir una resistencia significativa en sólo unos pocos días, dependiendo de las condiciones. El espesor de la capa de incrustaciones aumenta con el tiempo de operación hasta que la transferencia de calor se reduce al extremo que obliga a limpiar los tubos. Aparte de la composición del jugo, la fonnación de incrustaciones depende también de la velocidad en los tubos, con mayores velocidades reduciendo la velocidad de incrustación. Se ha encontrado que la presencia de partículas de arena en el jugo reduce la velocidad de incrustación a través de un efecto abrasivo, especialmente cuando la velocidad del jugo es elevada. El efecto de los depósitos de incruswciones sobre la transferencia de calor es de mayor importancia y no se cuenta con expresiones establecidas que pennitan incorporar este efecto en la ecuaci6n de transferencia de calor global. Wright (1981) dió a conocer una ecuación que correlaciona datos de Crau.'f'órd y Shmm ( 1956) como se presenta a continuaci6n: li.;

df..':';.Rcsisl:cwda del tubo. La mayoría de calentado.:.':m:"de jugo cucman con tubos de acero inoxidable, ·•:,·~~ue en los calentadores viejos se pueden encon1\lftuhtlS ele bronce. Gcncrulmeme los tubos de acero son calibre No. 1g_ con un espesor de 1.2 viejos tubos de bronce lienennormalmente •••••••lffi,)H,m•<m de 50 mm y un espesor de L6 mm (16 ,,,u,'" "--+mm ( 13 SWG ). La conductividad térmiel acero inoxidable se encuentra en un rango a 25 W/(m · KJ, mientras que con el bronce ':·~!efieuent¡¡¡ entre t)(_) y ! !O W/(m. K). Con base en valores, las cifras típicas del coeflciente equii,.J O para el acero inoxidable y el bronce son 13.5 y 64 kW/(m 2 ·K). Estos valores en comparación con los coeficientes por · l Y !lujo. indicando que la resistencia de del tubo es relativamente pequeña. partir de este amílisis puede concluirse que el

= 0.0035 · T "". • ( 1-1- -10.763) -¡'-

(9.17)

1

Se ha reportado que bajo las condiciones Australianas el valor de la constante se mantiene para el calentamiento primario. pero, para el calentamiento secundario y los calentadores de jugo clarificado se utilizan menores valores, típicamente entre 0.002 y 0.00!. La relación con el tiempo T (en horas) no es lineal y el significativo efecto de la velocidad es evidente en la ecuación. Coeficiente global de transferencia de calor. Se han propuesto varias formas distintas para correlacionar la transferencia de calor global que toman en consideración la velocidad y la temperatura. Estas han sido resumidas por Hugot ( 1986 ). Con base en estos estudios. Hugor propuso la siguiente ecuación para el coeficiente de transferencia de calor k de los calentadores de jugo en W/(m 2 • K):

Ne(erenáas ¡uig. 255

240

9 Calentamiento del jugo

k=7.0·t ·(-"-)"" -~' I.X

(9.1 ~)

donde ! 51 es la temperatura del vapor en "C y 11 la velocidad del líquido en m/s. Con base en esta ecuación, se prcscman en la Tabla 9.1 valores calculados del coeficiente tle transfcrcncia de calor. Wright ha propuesto algunas ecuaciones basadas en las ecuaciones (9.9) a (9.14), asumiendo un jugo de 20 Brix que liuye a través de tubos de acero inoxidable de diámetro interno di en m, con paredes de 1.2 mm de espesor. Para calentamientos primarios que usan vapor 2, con una temperatura promedio Uel jugo /J: 11 25

1 J_ · 1 ( }+-·-· 10761) + -=-''-+--+Q.QQ35·TO_H_ 1 k 3.8 13.5 1(

1 +---~~,..--~ 0.295-d¡--!12 •lfO.H ·//l.·lü7

(9.19)

9.2.2 Velocidad úellíquido

Tabla 9.1: Coeficientes úe transferencia úe calor k\V/(m 2 ·K) calcu!uúos usamlo la ecuación (~.1H¡

, . relaciones presentadas anteriormente mues-

tran~ . \ 10 cnnsidcruble, respecto a dos situaciones. un oDudo e que la mayor reststencta · · a 1a trans 1·erenci<J ·

112 lOJ

0.62

Tuhla 9.2: Val~res del coeficiente de transferencia de calor en kW/(rn- · K) cakulados a partir de la ecuación (9.19). con base en un tiempo de operación de ]()() h con tubos de 50.R mm Calentu~

miento Primario Secundario

11:rnpcratura promedio del jugo en "C

60 90

Velocidad en mis ,;

1.5

2.0

].()2

1.47 1.71

1.27

---........;;.

25--i

!.77 2.02

Para calentamientos utilizando vapor l. la ecuación es similar: 1 25 1.

d. 1 ( 10 763) k1 =-4'-.3-5 +-]3-.-5 +0.002 ·tO.H. 1+-;,-,-. +

(9.20)

Tnbla 9.3: Coeficientes de transferencia de calor en kW!(m 2 • K) obJenidos por el método riguroso de c<ílculn usando la ecuación (9.17) para el efecto de las incru.1ta·

dones En la Tabla 9.2 se presentan valores del meficiente de transferencia de calor calculados con esta ecuación. Estos valores no son sensibles particularmente a la temperatura del jugo o al diámetro de Jos tubos. Las cifras obtenidas son significativamente mayores que los valores calculados con la ecuación de Hugot (1986) y presentados en la Tabla 9.1. Para el caso típico de un calentador de jugo donde se condensa vapor 1 sobre tubos de 51 mm, fabricados de acero inoxidable y wn 1.2 mm de espesor, que contienen jugo a una temperatura media de 80 oc, Juego de 100 horas de operación, Jos valores de los coeficientes de transferencia individuales y globales pueden ser calculados a partir de las ecuaciones (9.9), (9.14), (9.15) y (9.17) para obtener los resultados presentados en la Tabla 9.3. Es evidente que la resistencia debida a incrustaciones constituye la principal resistencia al Jlujo de calor.

Velocidad del líquido

L~ · di!" . ( ue la velocJdml e IqUI"d o en 1os tu hos ttene

Vapor Escape Vapor 1 Vupor 2

9.2.¡.¡7

Vclociúud del jugo en los tubos en m/s Cnelh:ienle en lado jugo lnerustaciLín dentro del tubo (luego de 100 h) Materiul del tubo Coefldcnte en lado vapor Coeficiente global de transferencia de calor

l.5

2.0

6.07

7.fi.l.

1.71

3.06

!J. S

13.5

~.6

l/.6

1.09

1.60

Para propósitos de diseño se debe considerar d valor del coeliciente de transferencia de calor bajo condiciones de incrustación justo antes de la limpieza. Usando cifras aproximadas, en ocasiones es seleccionado un parámetro conservativo de diseño de 1.0 kW/(m 2 ·K) para calentamientos secwH.larios que utilizan vapor l, mientras que un valor ligeramente inferior de 0.9 kW/(m1 . K) se usa para los calentamientos primarios que utilizan vapor 2.

de calor se encuentm en lu película de líquido al . terior del tubo. la velocidad en el tubo afecta el 10 · a ¡·ectan.do por 1o tanto espesor Je la capa 1'umte, ]a transferencia de calor. Al considerar la ecuación de Sir:der Tate (9.13) se encuentra que el coeficiente de la película interna es proporcional a la vclm:idad elevada a una potencia de 0.8. La velocidad en el tubo afecta la velocidad del deposito de incrustaciones dentro del tubo, Jo cual tiene un efecto signilicativo sobre la transferencia de calor global. La infornwción presentada en la f'iguru 9.3 muestra que el coeficiente !!loba! de transferencia de calor puede ser redu~ido por un fat:tor de 2 durante un periodo de 100 horas. Esta además muestra que al duplicar la velocidad e! coeficiente global aproximadamente también se duplica. Existe un límite sobre la velocidad que es determinado por la caída de presión, lo cual se explicaní en la Sección lJ.2.5 demosu·ando que la caída de presión es proporcional a la velocidad elevada al cuadraúo, con irnplicadones sobre la selección de la bomba de jugo y el consumo de potencia. Por lo tanto es raro encontrar velocidades que excedan ampliamente a

:2 m/s. Por otro lado, si la velocidad se encuentra muy por debajo de 1.5 m/s, la transferencia de calor resulla afectada excesivamente. El uso de velocidades más elevadas puede conducir a un desgaste rápido de las tuberías, cabeceras y bombas cuando esto resulta en mayores presiones. Generalmente una selección correcta de los materiales permite minimizar estos efectos. Las condiciones particulares pueden dictar diferentes valores óptimos, pero en general una velocidad entre 1.5 y 2.2 m/s parece ser ideal. Las velocidades del jugo dependen del flujo de! líquido y del diámetro y el número de tubos en cada paso.

9.2.3 Cálculo del área de calentamiento Una vez que se ha delinido el flujo de calor a ser transferido usando la ecuación (9.1) y que se haya decidido cual será el vapor calefactor con base en la economía térmica deseada, el área requerida en la estación de calentamiento puede ser determinada a partir de la ecuación (9.5). Los calentadores generalmente se encuentran úisponibles con áreas en un rango de 100 a 700 m~. E! tamaño y el número de calentadores se seleccionan para satisfacer el número de etapas de calentamiento y régimen de limpieza planeados, dejando en algunos casos cierta capacidad adicional de calentamiento para este propósito. En general no es económicamente atractivo diseñar para obtener una aproximación de temperatura muy baja, es decir la diferencia de temperatura entre e! jugo que sale y el vapor que se condensa. En el pasado se usaron las siguientes recomendaciones para determinar la aproximación óptima de temperatura, dependiendo de! vapor condensado: Vapor de escape Vapor 1 Vapor :2 y 3

o

241

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110 Tiempo de operación en h

f"iguru 9.3: Valores calculados y experimentales del coeficiente global de transferencia de calor comn función del número Je horas Jc ~per~eión en t:alcnlamientm secundarios, para varias velocidades de JUgo(l\'rightl9Hi)

5 to 8 oc 10to12°C 15 lo 20 "C

En tiempos más recientes se han utilizado con frecuencia menores aproximaciones de temperatura para mejorar la eficiencia térmica, empleando alrededor de 7 oc para los calentamientos que utilizan extracciones de vapor. Dado que la temperatura del

Ri.!./i•n.'ncias pág. 255

vapor 1 generalmente se encuentra ligeramente por encima de 110 oe, este es adecuado para el calentamiento del jugo antes del tanque flash y no se tiene que usar vapor de escape necesariamente, a menos de que el balance de vapor obligue a usar este escape. Menores aproximaciones de temperatura son también óptimas con calentadores de diseño más eficiente, tales como los dil'erentes tipos de calentadores de placas. Al elegir el coeficiente de transferencia de calor que será utilizado para el diseño. el valor correspondiente al calentador incrustado o 'sucio', justo antes de la limpieza. deberá ser utilizado cuando se emplea un único calentador. En la mayoría de fábricas se utilizan varios calentadores para cada etapa. Si los calentadores separan para mantenimiento con base en cierta rotación, todos los demüs calentadores en línea presentaran diferentes grados de incrustación en los tubos. Entonces, puede utilizarse un coeficiente de transferencia promedio para tudas los calentadores. tomando precauciones para asegurar que durante todas las etapas de la rutina de limpieza se cuente con un área de calentamiento adecuada. En términos generales. la capacidad de calentamiento instalada en una fábrica varía entre 3 y 9m 2 por tonelada de caña/h.

9.2.4

9.~.-J.

9 Calentamiento del jugo

~4~

Detalles en calentadores de carcasa y tubos

Generalmente para el calentamiento del jugu se utilizan calentadores con tubos sujetos en los extremos por placas fijas. Los tubos se expanden sobre las placas laterales. obteniendo los mejores resultados cuando se inicia con una holgura de 0.~5 mm y

Detalles en calentadores Je carrasa y tubos

orificios de buen acabado. Los tubos 1nn1n·¡n·•'se disponen en arreglos triangulares con un típico de 1.~5 veces el diámetro llcl tubo. Lus glos cuadrados permiten acomodar menos la misma área y no son normalmente utilizados. Tubos. Los tubos tienen diámetros en el de 38 a 51 mm. La longitud de los tubos varía tre 3 y 7.5 m. Diseños con tubos de mayor [ permiten reducir la caída de presión a la misma lncidad del líquido debido a que se reduce el mero de pasos. Los tubos de cobre y bronce , 1 utilizados frecuentemente en el pasado, pero en nuevos calentadores generalmente se utilizan de ncero inoxidable. debido a que tienen reza. mayor resistencia a la abrasión, son m:ls efec. tivos desde el punto de vista de costos y requieren ser reemplazados con menor frecuencia. El acern inoxidable austenitico. típicamente grado AlSJ 3()4 y aceros inoxidables rerríticos tales como AISJ ·BO y 439 son utilizados. El tipo 304L es especificado en algunas ocasiones para minimizar problemas de deterioro en ]a5 ' juntas soldadas y es suficientemente dúctil para J;¡ expansión sobre las placas laterales. El acero de a!to cromo 3CR 1~ promete ser un reemplazo m<Ís económico para los tubos de AISl 430. Algunos dl!tos comparativos sobre los materiales de los tubos para calentadores se presentan en la Tabla 9.4. Como se mencionó anteriormente, la resistencia térmica del tubo metálico no tiene un eferto signi* ficativo sobre la resistencia global a la transferen~ cia de calor. UtiliZando el ejemplo presentado en la Tabla 9.3. con una velm.:idad de 1.5 m/s, los t:odi· cien tes globales de transferencia de calor correspon· dientes a tubos de acero inoxidable, bronce y cobre son 1.08, 1.15 y 1.17 kW/(m 2 • J() respectivamen·

""'VI"""

Pasns de tuhos. El diseño especíllco de los calentadores de rarcasa y tub(~S difiere de acuerdo úmcro de pasos. El numero de tubos/paso con el '1 se se!cn.:iona para obtener una velocidad dentro del ronrro requerid!> (ver Sección 9.~.3 ). Se requiere de"nr ~spacios entre !as filas de tubos para permitir el !rn:glo de los pasos. La disposición de lllbos en cada paso puede ser rertangular o como un pedaw de tor111, depcndiendn del arreglo de los pasos adoptado. Cada paso contiene el mismo número de tubos v usualmente se sc!ecriona un número de pasos par P:u[m': vigas en voladizo para facilitar su apertura y se aseguran utilizando varios tomillos. Empaques phistkns de neopreno, que puede soportar tempe-

Cabecera superior del calentador l1·1;1a de:,d;; arr1ba)

Cabecera inferior del calentador (vi>ta desde arnbi!)

Tabla 9.4: Comparación tic las propiedades de los mmcriaks utilizados para los tubos calentadores Dureza

Bri11cll Acero al carbono Cobre Bronce Acero inoxidable 30-l L (recocido) Acero inoxidable ...[.30 Acero inoxidable 439 3CR12

ExpansiLín térmica en 11m/(m ·K)

Espesor en mm/calibre

Conductividad en W/(m ·

130 .\2 (recocido) 90 (acabado en frío)

1~.5

1.6/16

5~

16.5

Ui/16

:no

60 150 165 170

18..\ l7.0

::no

10..\ 10.2 lO.X

~.l/14

n 1.6/l6

t.~/18

l.~/18 l.~/lH

1.2/lH

100 lfi 21

25 23

~i~ura 9.4: ArTegln típico ele los pasos de tubos en un talcmadnr n.'rtic<.JI

243

raturas por encima de 150 oc, son frecuentemente utilizados para sellar las cabeceras y los pasos de los tubos. En Australia se utiliza un arreglo distinto, con retomas curvados individuales que se montan con pernos conectando los tubos de pasos adyacentes. Este arreglo minimiza la caída de presión en los retornos y reduce la posibilidad de que se presenten taponamientos cuando el contenido de sólidos suspendidos es muy elevado. Esto elimina problemas por limitación de la presión en las tapas. Sin embargo. esta alternativa sólo es práctica cuando se efectúa exclusivamente limpieza química, pues toma demasiado tiempo remover todos los retornos individuales como para efectuar limpieza mecánica. Condensado y gases incondensables. Se deben realizar arreglos para remover el condensado y los gases incondensables. Es importante dar suficiente atención a estos detalles. dado que pueden ser causa de un mal desempeño cuando no son diseñados apropiadamente. El condensado se remueve generalmente desde el punto más bajo de la carcasa, usando más de una descarga. Los incondensables tienen que ser purgados por el flujo de vapor y se deben remover desde el punto más alejado de la entrada de vapor. Esto se trata con más detalle en la Sección 1~. 7.4 en relación con los evaporadores. Se pueden utilizar calentadores horizontales o verticales de carcasa y tubos. Los verticales frecuememente ofrecen menores costos de instalación, particularmente cuando se tienen tubos largos, ademüs Je que los arreglos necesarios para la limpieza mecünica son más fáciles. Existe una ligera penalización en términos del coeficiente global de transferencia de calor. corno se menciona en la Sección 9.1.1, pero esta es insignificante en relación con el gran efecto que tienen las incrustaciones. En cualquier diseño se debe dejar suficiente espacio disponible para permitir que los tubos sean removidos y reemplazados. Esto generalmente es más fácil de lograr con los calentadores verticales que con los horizontales. Carcasa. La carcasa de los calentadores usualmente se fábrica usando acero de bajo carbono. El diseño se hace para resistir la presión del escape, tomando en consideración el efecto de que ocuna corrosión. No se incluyen consideraciones relacio-

Rcfi•n•ncitis ptig. 255

9 Calentamiento del jugo

244

nadas con la expansión térmica diferencial entre la carcasa y los tubos: es más seguro utili7.ar acero inoxidable 430 ó 439 que el 304 o cobre o bronce cuando se utilizan tubos largos, dado que el 430 y el 439 tienen coeficientes de expansión más cercanos al del acero de bajo carbono. Las tapas cabeceras de jugo se diseñan para la máxima presión del líquido bajo condic:ioncs de válvula de salida cerrada. Generalmente se instalan vt'ílvulas de alivio de prcsi6n tanto en el lado de la carcasa como en el lado de jugo para proteger el calentador contra posible sobrcpresioncs. Con el objclivo de minimizar las pérdidas de calor y por seguridad del personal, las carcasas de los calentadores nonnalmente se aíslan con una capa de lana de vidrio u otro tipo de material aislante con un espesor alrededor de 37-51 mm. Un recubrimiento externo de aluminio permite obtener una buena apariencia exterior y reduce aún mús las pérdidas de calor.

9.2.5

9.3 Calentadores de placas

Cálculo de pérdidas de

.

La pérdida de presión en un calentador d . casa y tubos t1ene dos componentes · ¡ caída de presión o pérdida por fricciün en y la caída de presiün en los retornos de las asociada con la contracción. expansión y flujo. Las pérdidas en los tubos pueden ser . usando ecuaciones convencionales para la de presión en tuberías (Kern 1950). En este longitud total del flujo, es decir la longitud paso multiplicada por el número ele pasos, se za en la ecuación. El hecho de que el Jlujo 1 isotérmico se toma en cuenta incluyendo un de corrección empírico f que permite considerar¡ cambios de la viscosidad con la temperatura.

.f ·N ·l·u' · p 2·d¡

de ¡Jn::sirín en Pa: úmcro de pasos: . _ 0 de la Ftgura 9.J; factor' J··t,; fricción Je •Moodv, ·¡ 1,¡ )' di<írnctro mterno del tubo en m; ¡0nmL ~ ,·.1. 1d Jd ]í(¡uido en los tubos en m/s. ve ocJu. • ,.

ca tu•1

'

!'

(9.22)

'''""''' v.allon:s de ¡rprnximadamente l.07 ~ara calen'"~icnl•DJS: primarios y 1.0~ ~ara secundanos. . Existen diferentes opmmnes sobre la magmtud ·&eJas pérdidas de presión en las cabeceras de retorr"cm ( !950) sugiere cuatro cabezas de velocir;o. 1\ . • 1 dad por pasn. Usualmcn~e se p1ensa que e~te va or ,. rnuy elevado y que 2.:'1 cabezas de veloc1dad por ~ parecen ofrecer mejor aproximación (Simwtt 96j. En este caso. la caída de presión en la cabc-

fg50

:eera de retorno es:

·1)1

(9.23)

Las ecuaciones (9.21) y (9.23) pueden combinarse

pnm obtener lu caída total de presión a través del calentador en mo: 0.1

·.

0.09 0.08

(·1 , -) p·u' Jp=ll· -·.-, +_.) · - .. ( d, ·(¡) 2

··... ·.

0.07 0.06

0.05 0.04

·.·.

Esta brinda la caída de presión en Pu, donde la !ongimd y el diámetro del tubo están en m. La ecuación puede ser reescrita en términos de la caída de cabeza

0.03 m

"

0.05

3 o

O.OA

~

ro

o

-so

!!w

···... 0.03

o 0.025

o

"

0.02

~

0.015

w

~

0.01 0.008 0.006

··..

··...

~

~

B

·.. .. ..

Laminad Turbulento ·~~•

0.01 0.009

··.

o.oos Lcc--="-c-c=-:c-:c--~-::--:-:::-:c=-: 3 1 5 2

···· ...

c(11m) fvlanguera 1.5 Acero comercial 46 Hierro fundido 260 Concreto 300-3000

3 456 810'

2

3 456 810

2

·· .. 3 456 810°

Número de Reynolds Re

Figura 9.5: Factor úe frkción (ele Mom/y) pum flujo completamente úesarm!laúo en tu hería circular

"

!

2

0.002

":;:o " 'oo o

0.0002

·· ..

~

0.004

0.001 0.0008 0.0006 0.0004

..

'

10

en m como:

0.02 0.015

""'!':.

~

0.0001 0.00005

(9.24)

, _J u' 11 --1/· ( -f -·1. +-.). tl,·q) 2·g

9.3

(9.:1'5)

Calentadores de placas

los calentadores de placas son paquetes de pla-

cas delgadas formando un arreglo sobre un marco de manera que el espacio entre ~placas altemas está abierto al mismo fluido. Las placas son corrugadas. lu cual les da resistencia y ayuda a promover la turbulencia del Jlujo. El paquete de placas se ensambla entre una placa estacionaria en el marco y una placa de presi(ín. siendo comprimido al ajustar pernos entre estas dos placas. Las placas acanaladas y la

245

placa de presilm se encuentran suspendidas sobre una barra superior y son posicionadas con una barra guía inferior. Las placas se pueden configurar en una serie de pasos para lograr la velocidad de líquido correcta y una caída de presión acep!able. Las placas se sellan mediante empaquetaduras. las cuales dirigen los patrones de flujo de los dos fluidos. El material m<Ís comúnmente utilizado para los empaques entre placas es EPDM (monümero del etilén-propilén-dieno), el cual tiene un límite de temperatura de 160 oc y es por lo tanto adecuado para todas las tareas de calentamiento de jugo. Las placas generalmente se fabrican de acero inoxidable 316. con un espesor entre 0.3 y 0.6 mm. El acero 316 se prefiere al 304 debido a su menor susceptibilidad al agrietamiento por corrosión (stress corrosion cracking) y esfuerzos inducido por cloruros. Se han determinado elevados coeficientes de transferencia de calor por encima de 3 kW/(m 2 • K) con placa de diseño 'espina de pescado' (herringbones), incorporando una holgura máxima de 5.4 mm y con los relieves de las espinas sobre las placas enfrentados y en contacto (Munsamy 1982). Sin embargo. normalmente se utilizan calentadores de "holgura amplia'' con un gap entre 6 y 16 mm debido a la tendencia al taponamiento por acumulación de pequeños trozos de fibra de bagazo sobre la entrada. Esto resulta en una pérdida de parte de la ventaja inherente de Jos calentadores de placas y en una reducción de la eficiencia de transferencia, reduciendo los coellcientes de transferencia de calor hasta por debajo de 1 kW/(m 2 • K). Sin embargo. aún así esto representa casi el doble frente al valor de diseño esperado en los calentadores convencionales. En los calentadores de holgura amplia, las placas en el lado de vapor permanecen en contacto entre ellas, mientras que sobre el lado del jugo no se encuentran en contacto. Por esta razón, la presión en el lado del jugo necesita ser mayor que la presión en el lado del vapor, con el objeto de soporiar las placas y prevenir la llexión y pandeo (Cttrrie 1986). Currie ( 1986) reportó un promedio del coe!lciente de transferencia de calor de 1.H kW/(m 2 • K). \fa/des et al. ( 1989) reportaron coeficientes de transferencia de calor para calentadores de holgura amplia por encima de 3 kW/(m~ · K) cuando el calentador est<Í limpio, pero que se reduce hasta un valor estable alrededor de 1.3 kW/(m 2 ·K) luego de 72 horas cuando se ha incmstado. Bu!JIIik ( 1995) comparó Jos coeficientes de los calentadores tubula-

Rtfen.mcins {hig. 255

9 Calentamiento Llel jugo

246

res y de placas utilizados en la inUustria remolacheru. Dependiendo de la tarea. los coeflcicntcs de los calentadores de placas son de 1.5 a 3 veces mayores que aquellos encontrados en los calentadores de tubus. Se ha establecido que las ventajas de Jos calentadores de placas sobre los calentadores de carcasa y tubos son: Los coefkientes de transferencia de calor son mayores. La densidad de área es mucho mayor, resultando en un calentador más pequeño para efectuar la misma tarea. Es tmís liviano para la misma tarea y generalmente conduce a menores costos de instalación. La retención de líquido en el calentador es me-

nor. La inercia térmica es menor, resultando en una respuesta rápida y facilitando un estrecho con-

trol de tcmpcralum. Con frecuencia es posible incrementar la capacidad mediante la adición de placas dependiendo del tamaño del marco. Generalmente es económicamente viable tener una menor aproximación de temperatura que en los calentadores de carcasa y tubos. También existen algunas desventajas: No es práctico limpiar estos calentadores meciinicamente, debido a que las empaquetaduras son delicadas y se dañan fücilmente. La limpieza química es esencial (Singh ct al. 1997). Los empaques necesitan ser remplazados ocasionalmente y estos son costosos elementos de mantenimiento. Es importante hacer una correetu selección del material para la empaquetadura (Sing!t et al. 1997). Las pequeñas aperturas entre plucas son propensas a taponamientos causados por partículas fibrosas de bagazo y es necesario reversar el flujo periódicamente. En adición a lo anterior, otm desventaja es el hecho de que el dimensionamiento y cálculo Je la caída de presión son generalmente realizados por los proveedores de calentadores de placas. En algunos casos esto no es tan satisfactorio como tener la capacidad de poder realizar personalmente dlculos. particularmente en aras a optimizar la instalación dentro de las restricciones específicas. Frecuentemente los proveedores no conocen de las elevadas velocidades de incrustación típicas de

los calentamientos de jugo Y sobreestiman el , del coe!iciente de transferencia de calor para el de operación requerido. Es normal tener . presión entre :20 y l 00 k.Pa, pero se necesita' sión de 50 a 70 kPa para generar suficiente sobre las paredes como para reducir la tas~ cmslación. Debido al estrecho espacio entre para la misma caída de presión el esfuerzo es mayor en un calentador de placas que en uno carcasa y tubos. La velocidad del jugo entre las plat.:as usualmen. te se ent.:uentra entre 0.6 y 0.8 m/s. Sin "'""'rgu,. logra una elevada turbulencia que promueve 1 ferencia de calor pero también incrementa la de presión. Incluso a pesar de que se evita la de presión por múltiples retornos, se usan longitudes de los conductos a través de los dores para obtener pérdidas de presión monabJ1e1. Se pueden llegar a presentar rápidas veloc·idridct de incrustación si no se mamienen elevadas las de cizallamiento en la capa límite y si no se un sistema de inversi{m de flujo basado en i y/o caída de presión. Satisfaciendo estas C011tlii: 10cc. nes, los calentadores de placas son la opcitín rida para calentamientos en la industria de u·n,,carde remolacha y comienzan a serlo también con extensión en la industria de azúcar de caña.

Costos de intercamhiadores de calor. y Has/ego (2002) dieron a conocer ecu<Jcioncs el costo de calentadores de carcasa y tubos y 1 !adores de placas. Los primeros son pnclp•arcimJak$ al ürea elevada a la potencia 0.6, mientras que segundos a la potencia 0.69. Se Jemuestra para lentadores de 500 m:! que los calentadores de 1 tienen un costo de 90 % del costo de los calentadír

!ación son tenidos en consideración esto se hasta alrededor del 50% y puede ser incluso menor si mayores coeficientes de transferencia de calor permiten el empleo de un calentador más pequeño. Cifras presentadas por de \fimw y Coleman ( 1995)' sugieren un costo de instalacilín de los 1 de placas alrededor de 75 %del de los de carcasa y tubos. Los costos de mantenimiento durante un do largo de tiempo también deben ser Lomudos en cuenta, considerando In incmsración, los casiOS de limpieza, reparación y costos de reempaquetaduíJ, para poder llegar a la instalación óptima.

9.4 Calentadores de contacto directo

platulares. Este tipo de calen. s·truvc totalmente de acero inoxidable se con. .. . ., • ¡ nrado utlllzar exitosamente en vav se 11 '1 0 ::: '·'',i)J¡JjJUO. . de azúcar. Existen diferentes mTeglos de las placas y de los canales (Martill 1993) .;•;ial5il""·' para calentamiento de jugo se construmanera que brinden un canal de jugo com~JetnlliCil'iC abierto sin po~ibilidad de retención de Las placas se unen soldadas sobre pequeños ·•··. ··""""''·'· (de las placas) que penetran en el espacio sin l(Ue sea necesario utilizar empaques. Vi! P(lr•. íinna que el cocliciente de tmnsferencia de ca¡¡ clcvudn debido al pequeño diámetro hidráuliNill""" a dos veces la separación entre placas). In al rcsul!a en un mayor coeficiente para la misma -:¡ocidad (a partir de la. ecuación Sieder Tate en J}JJ). Abriendn tapas abisagradas en los extremos iiel cakntaJor se tiene fácil acceso a los canales. Las t:mas son libres de wbos o bridas. • AI!!U11<1S unidades se han instalado como calenmdc;re; de jugo que efectúan hasta tres etapas de calentamiento usando vapor 1, vapor 2 y vapnr 3, todos en la misma unidad. Esto lleva a un arreglo de c¡¡Jcntamicn!O bastante compacto que minimiza necesidad de tuberías y válvulas. Las unidades mílizadas en la fúbrica Komati en Suráfrica tienen cwJ¡¡ una 312 m2 de área de calentamiento, con placas de acero inoxidable 316 de 1.5 mm arregladas para obtener holguras de 20 mm en el lado jugo y 8 mm en eliado vapor. con lo cual se ha logrado obtener buenos resultados (Cw:~ifl 1995). Sin embargo. luego de 1O años de servicio se han experimentado algunas fugas en las soldaduras.

9.4

Calentadores de contacto directo

Los calentadores de contacto directo son similares en diseño a los mndensadores de contacto dirmo a contracorriente. En ambos casos durante el proceso se condensa vapor y el líquido es calentado. Sín embargo en los calentamientos de jugo el líquidt~ :1 calentar es jugo de azú~.:ar y el vapor calefactor lllthzado es extraído de los evaporndores. pudiendo encontrarse por encima de la presi6n atmosférica. Lis razones líquido/vapor son menores q-ue en los tJJndensadorcs barométricos, debido a que general-

247

mente se requiere un mayor en la corriente de líquido. Estos ofrecen varias ventajas calentadores indirectos: Una aproximación mucho a 3 oc) que los valores utilizados para calentadores convencionales presentados en la Sección 9.2.4. Debido a la menor aproximaci6n, es posible utilizar un vapor calefactor de menor presión. El cuerpo del calentador tiene un costo mucho menor, sin tubos. placas de tubos etc. Tienen capacidad de manejar sólidos en el jugo sin que se presente taponamiento. Se requiere menos ürea de instalación. No ocurre incrustación y no es necesario limpiar el calentador. Estos son particularmente ventajosos cuando se necesita adicionar agua y también calentar, como al fundir azúcar: por esta razón los calentadores de contacto directo han sido utilizados en refinerías. donde se conocen como fundidores de vapor. De otro modo, el agua adicional añadida tiene que ser evaporada posterionnenle: en este caso, para obtener el mismo consumo de vapor que con un calentador convencional, es necesario utilizar vapor proveniente desde el evaporador de una etapa subsecuente.

9.4.1

Dimensionamiento de calentadores de contacto directo

Para el dimensionamiento de Jos calentadores de contacto directo se pueden utilizar varios criterios. Dado que la aproximación al equilibrio ténnico es bastante rápida. el tamaño generalmente no es crítico. El diseño convencional de condensadores baroméllicos puede ser utilizado, sin embargo. otros criterios son: l. H11got (1986)- ürea de 0.16 m:; por tonelada de vapor por h. 2. Criterio en fundidores de vapor para licor- 20.3 kg fundido/s por m~ área sección transversal. 3. Criterio de velocidad fundidor de vapor1.67 m/s. 4. Wrigllf y Hutchinson ( 19KO) - l m) volumen del calentador por 100 t/h de jugo. Para calentadores con bandeja tipo lluvia usar dos orificios de 12.5 mm por cada 100 t/h jugo. Dependiendo de la aplicación, en el interior se pueden utilizar bandejas tipo lluvia o simples bandejas tipo 'disco y dona·, preferiblemente con pendiente

ll'cfácncius f'tÍg. :!55

248

9 Calentamiento del jugo

Salida de gases incondensables do lOO mm

.~

fVlirilla .

---==-:eL =J-i~-

-

~

Entrada de agua de prensa

d = 150 rnrn

9.5.2 Formación de incrustaciones

El control de temperatura se logra temperatura del líquido a la salida y "'filnrrnl· en consonancia el flujo de vapor al calentado una instalación descrita por Yfmng y ".,, ( 1981) se estranguló el flujo de ínceonde¡Jsalbies que es equivalente a una válvula de control queña.

y frecuentemente salen de , t.:·olor !lL~l!Hl ~ • , • en trozos que se asemeJan a un neumatJco La rnunera müs fúcil de remover esta

son (1t:

·

;.;,.ru5lacn>" .

, '¡¡no

es 'horneando' al calentador en vacío, ingreso de vapor mientras que no pasando


través del calentador. Esto

-:.""nene J .,. . "' d. l"s incrustactones del tubo. que pueden de:"prcn e "· : .., ·nloviJas usando un chorro de agua.

'¡:¡,:;J s~:rn:

9.4.3 E E

o

o ~

Entrada de Vapor 3

En el caso de los calentamientos normales jugo, el vapur condensado tiene que ser do en el tren de evaporadores. Esto requiere yor área de calentamiento y cambios en las tasas evaporación de los diferentes cuerpos. Para que eficiencia térmica no sea afectada adversamcnlc, vapor debe ser extraído desde un efecto posterior cual habría sido usado con la alternativa de dar indirecto.

Salida de 'f agua de prensa caliente 1

d=400mm

9.5

Incrustación y limpieza

200{))

9.5.1

Caracterización de nes

para evitar posibles acumulaciones de sólidos. Un fundidor de vapor utilizado para calentar el agua de prensado de un difusor que fue reportado por SinglE y ;\fl¡¡•riglu (2000) se ilustra en la Figura 9.6. Este diseño es capaz de procesar jugo con cantidades considerables de bagazo.

jugo dentro de Jos tubos a medida que el tiempo de operación. Estas consisten de nentes tanto orgánicos como inorgánicos, en composición de acuerdo a los constituyentes jugo de la caña, su concentración y las '1 1 de proceso. Esto requiere que los calentadores saquen de línea rutinariamente, con una que varía desde pocos días hasta cada una o semanas. La composición de las incrustaciones es tada particularmente por el punto de aplicación la cal En neneral con el encalado en frío el do de.incru~tación es mús severo, debido a que! sales de calcio son precipitadas a medida que incrementa la temperatura. En algunos casos cambio del encalado en frío al encalado en ha permitido que la fúbrica pueda operar unos cuantos meses sin que sea necesario los tubos. En los casos donde se usa encalado en las incrustaciones son principalmente orrg:ínícns:

Figuru 9.6: Calentador de contuctu directo ulilizm.lo para calentur el agua de prensa de un difusor (Singh y Alfwrighr

9.4.2

Detalles del calentador

Si el calentador se opera a presión subatmosférica es necesario emplear una columna barométrica, un tanque de sello y una bomba. Para tareas tales como el calentamiento del agua de prensado se recomienda e luso de un tanque tipo remolino, previniendo que los sólidos arrastrados puedan sedimentarse. Las presiones subatmosféricas también implican efectuar arreglos especiales para la remoción de los gases incondensables. Se deben tomar precauciones para asegurar que no entre una cantidad excesiva de aire con el líquido alimentado al calentador.

int·rn"t.''"i~

_.5.2 9

Formación de incrustaciones

Craaford y Sflm111 ( 1956) demostraron claramente que aparte de~ efecto de la velocidad, el grado de incn1stw.:ión vana. de acuerdo co? el momento durante la zafra. rdlcJ
9.5.3

Limpieza de los tubos

Los tubns pueden limpiarse mecánicamente o qnímicumentc. Para la limpieza química se emplea :'il~i que exclusivamente soda cáustica, que es bomDeada a través del calentador a varias concentracio~s durante .f a 12 h. Con frecuencia se permite el Ingreso de vapor al calentador para mantener la tem~l!Ura de la soda alrededor de 80 oc y wcelerur la limpiez·t " d e so d a causllca - . se remueve ·• · L·,¡ so 1UcJon del C'ilc ' ntac1nr con agua antes de ponerle de nuevo L'i! servicio.

249

La limpieza mecúnil.:a generalmente se efectüa usando cepillos rotativos, seleccionados para ajustarse al diümetro de los tubos. En este caso las tapas de las cabeceras se construyen de manera que puedan ser abiertas y cerradas tan rápido como sea posible. Existen varias alternativas para manipular estas pesadas tapas. incluyendo tapas abisagradas. tapas con contrapeso, o tapas provistas con cilindros hidráulicos. Es importante asegurar que los calentadores se encuentren desocupados y libres de presión antes de abrir las tapas cabeceras de los extremos. Para este propósito se dispone de drenajes. En caso de utilizar calentadores de placas. es indispensable emplear limpieza química. No es práctico desarmar un calentador de placas de manera rutinaria, principalmente por el daño que puede causarse a las empaquetaduras (S;ngh et aL 1997).

9.5.4

Incrustaciones en el lado vapor

Generalmente la incrustación sobre el lado del vapor no representa un problema. Sin embargo, cuando se usa vapor de escape contaminado con aceite de máquinas de vapor, puede requerirse de una limpieza rutinaria. También es posible contaminar el exterior de los tubos cuando se preseman arrastres severos en el vapor utilizado para el calentamiento. Los mismos procedimientos usados para limpiar el exterior de los tubos de evaporadores pueden ser aquí aplicados.

9.6

Tanque desaireador flash

9.6.1

Requerimieutos del tanqne flash

Es importante calentar el jugo hasta por encima del punto de ebullición y luego permitir un enfriamiento por descompresión rápida o '!lash ·. Esto permite remover el aire que pueda estar contenido en el jugo y asegura que el jugo llegue con una temperatura constante a los clariflcadores. En este proceso. el aire que pueda estar atrapado en partículas de baga~ zo o bagacillo también puede escapar. permitiendo la sedimentación de estas partículas y evitando su arrastre en el jugo clarificado. El grado de sobrecalentamiento requerido no parece ser crítico. En general se piensa que se debe uti-

Rejámcia.\- púg. :!55

corporación del aire en el jugo. Esta , .i fue desarrollada por el SRI en Australia para en conjunto con el clarificador SRI. Sin dado que este tipo de tanque flash no se lirnpill drenaje. es necesario efectuar limpiezas 1 ¡ El esquema de los dos tipos de tanque llas! mensionados para la misma aplicación se en la Figura 9.7.

]izar un valor objetivo de contrul:2-3 "C por encima del punto de ebullición, de manera que incluso con

divergencias alrededor del valor objetivo, el jugo llegue siempre sobrecalentado al tanque flash. Mayores temperaturas se consideran innecesarias y sólo incrementarían el consumo de vapor en la fábrica. Temperaturas muy por encima del valor de diseilo producen un 'llasheo' excesivo que el tanque podría no estar en capacidad de manejar, causando arrastres y pérdidas de azúear en el tanque liash. Generalmente la temperatura no debe exceder 105

oc.

9.6.2

9.6.3 Dimensionamiento de tanques y boquillas

9 Calentamiento del jugo

250

9.6.3

Dimensionamiento de tanques boquillas

Diámetro del tanque Hash. Este debe en el liujo múximo de líquido que el tanque rccibirú. Se requieren diferentes enfoques para dos lipos de tanque flash:

Tipos de tanque Hash

Existen dos aproximaciones principales para el diseño de un tanque flash:

Tipo A. La cantidad de 'llash' a müximo necesita ser calculada y el diümetro del tanque mcnsionado para prevenir el arrastre de líquido. requiere una estimación de la máxima velocidad ascenso permisible en el tanque llash. La Sowlers-Brown se usa para encontrar la de diseño:

Tipo A. Proporcionar sut-Jciente volumen en el tanque para que m:urra un 'flasheo· completo del jugo, con el diámetro dimensionado buscando asegurar que las velocidades de ascenso del vapor sean suficientemente bajas para que no ocurra arrastre de gotas de jugo. El tanque opera vacío, dándole especial atención a lograr una salida adecuadamente dimensionada que no reincorpore aire en el jugo ya desaireado.

=e.

11 '

"'·"

( l"' PL

-Pv p\'

El valor de la velocidad múxima umax se da en Tipo B. La segunda aproximación está basada El valor de la constante es una medida del en tener una piscina <.le líquido en el cuerpo del tanfío Lie las gotas que serún arrastradas y depende que y un diúmetro suficientemente grande para que grado de separación requerido entre líquido y ·, la velocidad de descenso del jugo sea suficientemenDe acuerdo con Perry ( 1963 ), para un factor de te baja para permitir que incluso las burbujas de aire contaminación (kg vaporlkg líquido) de 10 000, mús finas puedan escapar hacia arriba en contra del flujo líquido. Un tubo vertical de alimentación inyecta el jugo hacia abajo B A sobre una placa de salpique central. Tubería, de vente~ ., El nivel del líquido se mantiene justo por deb::~o de la placa de salpique. El tanque flash se posiciona adyacente y Entrada(''---'±'::::=:--~¡ a la misma elevaci6n del clarificador, de jugo~C::==~ de manera que sea posible mantener un nivel de líquido constante en el Entcod;l" d de jugo tanque tlash y no pueda ocurrir rein-

e

fl

./

_"_"_,._

~

~1 Figura 9.7: Diagrama esqucrmíticu de ]ns dos tipos Lle tanque llash. convencional (Tipo A) y SRI (Tipo B)

"""

Salida

.""

Salida'll/ de jugad

de jugo

un valor de 0.0060 m/s, mientras que ten Cr . ., _ ' ·tor de (kscontan1111aC!Oll Ue J 000, e deun f,IC !ll valor de 0.0078 m/s. El primer valor tener t . . ?~táscorrscr·vatdt:.~~ es prcfcrrhle. 1 1J 9X4) sLn!iere que al calcular la ve~

¿

Gerwu a

'

~-

.

.

Ccloi:id:tO terminal se debe asum1r un valor promedio para la constante. Sin embargo, también que la \'t:locidaU del flujo ascendente no exceder a la velociUad terminal en m<Ís de 0.15 Esto es equivalente a un valor de e igual a . 0.07 = 0.0105 m/s. Refiriéndose nuevamente a ( !963 ¡ se puede observar que esto correspona u.n factor de descontaminación de aproxima2 000. el cual es probablemente muy bajo

' ' ' - ' " " ' 11

'""'l

n:mt aplicaciün donde las pérdidas de jugo por nrrastres se deberían evitar completamente. Bajo cmu.liciones promedio, con base en una :·entrada del jugo a una temperatura de 104 (li~etJmcnte por encima del promedio para considerar ;uriacion~:s en el control Je temperatura) se pueden ~sperardensidades del líquido y del vapor de 1000 y !16 kg/mJ respectivamente. Utilizando estos valores en Jaccuaciün (9.26) con e= 0.006 m/s se encuentra úm.1 velocidad de ascenso del vapor de 0.25 m/s. El ü'iámetro del tanque flash se obtiene entonces diviilit:ndo elllujo volumétrico del vapor Hash en m 3/s por esta velocidad. para obtener el úrea requerida y porlo tanto el diúmctro. Esto conduce a una seccüín ·'t.r;msvcrsal de apr(IXÍrnadamente 1.3 m~ por tonelada -~jugo/h. que constituye un buen valor promedio. í!ll cunsideracilm el filtrado en el jugo. es equivalente aproximadamente a 1.6 ml por 0jiJnellad:t de caña/h. Otro criterio que es ampliamente en Australia establece un úrea de 2.9 m 1 poftonelada de caña/h. estando 50 c;c. por encima de lttdfra presentada anteriormente.

oc

Tipo B. En este caso se calculan el nuíximo J-lulíquido al clarificador v el úrea de la sección tmnsversal para obtener una ~~clocidad promedio de descenso del J\ujo líquido que no exceda 0.6 m/rnin. Este · consn · 1era su ¡·lCJentemcnle · · v·tlti ' r se bajo pura ~nitir que todas las burbujas de gas puedan ser .:libemdas. Esto conduce a tanques tlash de diúrnetro mucho lll<Ís grande. Para 100 t jugo/h. el úrea re quees 100/(6() · 0.6) = 2.78 m 2• superando en lige·. ·.,. n,;,__ ,t nuís dos veces el úrea del tanque de tipn A. el dimensionamiento se debe dejar espacio considerar posibles picos transitorios ·del flujo lo cual incrementa esta dimensión ligera-

1St

mente. En Australia se suele utilizar un área de 3.6 m::. por tonelada de caña/h. Boquillas de entrada y salida. La línea tic entrada generalmente se dimensiona para obtener una velocidad promedio de 1.5 m/s. El venteo de vapor debe ser dimensionado para una velocidad de 1() m/s, para asegurar que la presión en el tanque no se incremente por encima de la presión atmosférica. El tamaño de la línea de salida del jugo es particularmente importante, especialmente cuando se usa el tanque tlash tipo A. Esta se debe dimensionar para poder ser auto-ventilante al flujo múximo de líquido. lo que se alcanza siempre que (Hills 1983):

Fr' < 0.3

(9.27)

donde Fr:. 1' es el número de Fronde modilicado dado por:

4

Fr'

rr · d'

v

· (g ·d)"'

(9.28)

Esta expresión se puede reescribir para calcular el düímetro requerido a partir del flujo volumétrico como: (9.29) En esta ecuación. d está dado en m y el flujo de jugo en mJ/s. Para el caso de los tanques llash tipn B, la velocidad de la salida de líquido generalmente se específica alrededor de 1 m/s. No es necesario usar una velocidad tan b<~ja en este caso dado que el nivel del líquido se mantiene en el tanque llash y el aire no puede ser arrastrado hasta la salida. En el caso de que la velocidad sea demasiado baja, puede llegar a presentarse sedimentación de los sólidos. lo cual no es deseable.

9.6.4

Repartición del Dujo a los clarificadores

En enfoque del SRI ha consistido en proporcionar un tanque llash individual para cada clarificador buscando minimizar la turbulencia en la línea de suministro al clarificador. Esto es razonable solamente cuando se usan uno o dos clarificadores grandes y la repartición del jugo u clarificadores de diferente capa-

cidad tiene que efectuarse adelante del tanque nash. En el caso de contar con un sólo tanque Aash sirviendo a varios clarificadores de diferente capacidad, generalmente se requiere dividir elllujo proporcionalmente a estos clarificadores usando una caja distribuidora posterior. La mejor manera de lograr esto es utilizando varias compuertas de desborde, cuyas amplitudes se hacen proporcionales al volumen del darificador respectivo. En el caso de tanques Aash tipo A. el sistema no deberá tener la capacidad en ningún momento de llenar el tanque nash con líquido. Esto conduciría inevitablemente a arrastres de jugo y en el peor de los casos a la expulsión de chotTOS de jugo hirviente por la parte superior del clarificador. circunstancia que es bastante peligrosa.

9.6.5

9.8.2 Dimensionamiento de calentadores

9 Calentamiento del jugo

251

Control de temperatura

Es importante controlar la temperatura de los calentadores dentro de un rango de 1 a 1 oc. Esta tarea no es difícil y generalmente se logra regulando el flujo de vapor al segundo o último calentamiento. En caso de utilizar vapor 2 para los calentadores primarios, el suministro se puede dejar lihre de control para maximizar la cantidad de calentamiento con vapor 2. El asegurar que ocurra siempre evaporación instantánea en el tanque flash conduce a una temperatura constante en la alimentación de los clariflcadorcs y una efectiva remoción de gases. El asegurarse de que la evuporación llasb no sea excesiva conduce a buena eficiencia témtica y pennite garantizar que no ocurran arrastres de gotas de jugo.

9.7

Calentadores de jugo clarificado

Calentadores líquido-líquido

de ser efectuada calentando el jugo con ""'""'"""" que se requiere enfriar para usn como imbibki;ín para la preparación de lloculante. Aunque es :i emplear calentadores de carcasa y tu bus para esta . rea, con el condensado en el lado de la carcasa, aplicación se efectúa mejor usando un culcnltl[(lnrt~' placas o un intercambiadnr de tubos conC~!ntric<J¡ 2 contracorriente. El segundo consiste de varias cioncs de lUhos insertadas dentro tubos externos arreglo que permite lograr elevadas velocidad~~ los condensados y por consiguiente elevadas de transferencia de calor. El diagrama de una típica, que puede ser construida en el propio a de muchas fábricas de azúcar utilizando tuberías acero de bajo carbono y accesorios convencionales:, es presentado en la Figura 9.8. Los coeficientes de transferencia de calor logrados típicamcme en tos calentadores líquido-líquido están alrededor 1 kW/(m~ · K) con velocidades del jugo por de 1.5 m/s.

1

,,Arreglo de tubos de 0.4 m

Figura _9.8: Típico cakn!:i~Uf líquidn-líquido de tubo con~·cn· trico (cortesía de ./.M. Cargd/J

~ti~rve alrededor de 110 oc. mientras que el ue sale desde los clarificadores se encuentra 1 por debajo de lOO oc. Es común calcn•]J.U!!O adelante de los evaporadores hasta o por j¡Jft • d t ¡¡· "' · • del punto -e e lll ICIOn usando un calentaénclfl1•1 . . dudo que se considera que esto consllluye una aftenliltiva económicamente efectiva con respecto a la capacidad de los evaporadores. En caso de que el ·uí!O ingrese al primer efecto evaporador por debafu-de! punto de ebullición, parte de la superficie de ~ulentamientn tiene que ser dedicada para el calentamiento del jugo hasta esta temperatura. Esto cons!¡¡uyc un uso indlcicntc del área de calentamiento y áfc~ta Hdvcrsamcnte la tasa de evaporación. Por e! contrario, cuamlo el jugo llega a los evaporodorcs por encima del punto de ebullición contribuiní ¡¡ que se produzca cierta evaporación flash. avudando a pronwvcr la circulación y mejorando la de transferencia de calor. Con algun~s tipos de evnporadores. co111o por ejemplo el tipo Kestner, se tunsidera una mala pníctica tener una temperatura tn la aliment<Jción muy por debajo del punto de ebullición. De Vhma y Coleman (1995) demostraron que lrdnstalaciün de un calentador de jugo clarificado ftambién conocido como suministro de jugo a eva¡mradorcs) adelante de un tren de evaporación puede ser bastante bcne{Jciosa. La instalación de un calcnbdor de placas adelante de los evaporadores, con la Edición de una superficie de calentamiento equivalente a un incremento de la superficie de calentaniiento en los evaporadores de 2.4 %, permitió obli:ner un incremento de capacidad promedio de 6 %. El principal efecto fué el incremento del coeficiente de transferencia de calor en el primer efecto evapomdor, donde se asumió que la evaporación llash de ~1 alimentación contribuye signil'icativamcnte a mcJDmr la circulación y el desempeño. Rein Y Lrm:! (1995) reportaron resultados de dos ensayos con calentadores de ,¡'t¡cro clarificado e ~mndo Y fuera ele línea instalados adelante de un evap , . or,t·u or 1\.estner. Estos mostraron que el Calentamtento del jugo clarificado incrementó el codicien te í

lisa

¡

N, donde el vapor se del efecto N u. ; de una estación de evaporación de N efectos.

0.15 m

4.6m

Fl ·ue:o en el primer efecto evaporador general-

Para una fábrica que usa un Hujo de i :,::~:::~:.:~: de 40 % caña. con el enfriamiento del c1 para imbibición de 85 a 40 oc, el jugo puede calentado desde 30 hasta 50 oc. El ahorro de correspondiente es de 3.4% caña, ó 2.6 q. ¡ caso de ahorros de vapor 1 a partir de un ctllidri!phó•

6.3 m

0.4 m Salida jugo 0.15 m Salida condensado

Objetivos

Cuando la temperatura del jugu cnuJo se cuentra cerca de la temperatura ambiente, com el caso del jugo proveniente de la mayoria de de molinos, la primera etapa de calentamiento

253

de transferencia de calor en el Kcstner en 15 % y 3 9(, durante los dos ensayos. Peacock y Lm·e (2004) investigaron la efectividad de los calentadores de jugo clarificado desde el punto de vista de costos, comparando frente al incremento de área del evaporador Kestner que hubiera sido requerido en ausencia de estos calentadores. Se conduy(J que estos calentadores son de hecho dificiles de justillcar. Sin embargo las condusiones están afectadas por la suposición de tener dos calentadores de carcasa y tubos para jugo clarillcado y coellcientcs de transferencia de calor moderados; el suponer un sólo calentador de placas y el uso de un evaporador tipo Robcrt podría conducir a una conclusión diferente. Los aspectos económicos necesitan ser evaluados para cada caso espedllco. No obstante. los calentadores de jugo clarificado brindan una opción de bajo costo para la expansión marginal de la capacidad de evaporación. Los calentadores de jugo clarificado que usan vapor de escape tienen muy poco efecto sobre el consumo de vapor. La opción más ellcicnte desde el punto de vista de vapor sería el empleo de vapor 1 para el calentamiento del jugo clarificado, incluso cuando se suministre a los evaporadores jugo por debajo del punto de ebullición del primer efecto.

9.8.2

Dimensionamiento de calentadores

Generalmente se utiliza vapor de escape para el calentamiento del jugo clarificado. En los casos donde el ahorro de vapor es importante, la primera etapa del calentamiento de jugo clarificado puede efectuarse con vapor l. pero el escape sigue siendo rcquelido en un segundo calentamiento para que sea posible lograr una temperatura por encima del punto de ebullición en el primer efecto. Las consideraciones delineadas para el calentamiento de jugo crudo generalmente son aplicadas igualmente para los calentadores de jugo clarillcado. Sin embargo. en esta aplicación el jugo es considerablemente más limpio y en caso de utilizarse calentadores de placas existe un riesgo mucho menor de taponamiento de las holguras entre placas. Las incrustaciones en los calentadores de jugo clarificado, sean de carcasa y tubos o de placas. se reducen en comparación con los calentadores de jugo cruJo. La constante para la expresión de resistencia por

Rt-:{em~eias pág.

255

254

155

9 Calentamiento del jugo

incrustación (ecuación 9.17) típicamente es 0.001, representando sólo una fracción de los valores coITespondientes a las etapas de calentamiento plimaria y secundaria. Se considera que el coeficiente de transferencia de calor en los calentadores de jugo clarificado generalmente se encuentra alrededor de 0.1 kW/ (m 2 · K) por encima del valor encontrado en el calentador secundario de jugo. Por lo tanto. para un calentador de carcasa y tubos. un coeficiente conservador de transferencia de calor de 1.1 kW/(m 2 ·K), puede ser utilizado. El valor para los calentadores de placas es considerablemente mayor (Munswny 1982). Tal como para los calentadores de placas utilizados en otras tareas de calentamiento de jugo. también es necesmio efectuar arreglos adiciomlles de tuberías y válvulas que permitan invertir el tlujo de jugo clarificado periódicamente.

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La edición española del Libro de Métodos contiene todos los métodos ICUMSA (oficiales, tentativos y aceptados) de los 9 'General Subjects' de ICUMSA: GS1 GS2 GS3 GS4 GSS GS6 GS7 GS8 GS9 SPS

Azúcar crudo Azúcar blanco Especialidades de azúcar Melaza Caña de azúcar Remolacha azucarera Procesamiento de la caña de azúcar Procesamiento de remolachas azucareras Azúcar blanco de plantación Especificaciones y estándares

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257

256

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CLARIFICACIÓN \VH!Cilff

prinópa!. PGW ProSuTcch, Australia

Procesos físicos y químicos clarificadores de j

medidores MW de co•nc;erltr:Eiciól tachos batch e r-nnti!n'"'•

De los muchos procesos que se han ensayado en fupuriticación del jugo de caña de azúcar solamente unOs pocos han logrado algún nivel de importancia E:Ílaplicadoncs industriales. La octava cdicilÍn del "Manual de Caña de Azút'l!r" (Sf1CJicer y Meade 1948) presenta en la Tabla 51 túms 622 sustancias que se han documentado como "usadas para puri!ic<1ción, decoloración y clarificad6n de solucinncs con contenido de sacarosa". El tratamiento utilizando cal en solución con agua o ~.:on jugo/meladura (sacarato) continúa siendo el método büsico Je clarificación. nonnalmente denominado dt:f(:cw·ióll. La cal ha sido la sustancia química usada univer&Jlmentc para neutralizur la acidez del jugo, mientras que el proceso varía en el método y la temperatura de adicilin. Las variaciones respecto al proceso de defecación simple han bu seudo reducir el color Y!a turbiedad del jugo clarificado, entre ellos se incluyen: Sullitaciún. Esta combina el tmtamiento con ácido sulruroso (a partir del gas SO~) y con soluciones de cal. La sullltación puede -ser realizada sobre jugo !fío o caliente. así como también sobre meladura de los evaporadores (doble sulfitaciún). Fosfatación. Pequeñas cantidades de fosfato

soluble pueden añadirse a los jugos para mejorar la defecación simple. La adición de grandes cantidades se conoce con el distintivo de "fosfatación". La técnica de fosfataeión se utiliza principalmente para la clarificación de jarabes en fábricas de crudo y refinerías. Carhonatación. El tratamiento del jugo encalado con dióxido de carbono, seguido de unu aplicación adicional de cal para neutralizar. se conoce como "carbonatación". Actualmente este proceso se utiliza sólo en raras ocaciones para la clarificación de jugo, pero continúa siendo un proceso básico en la clarillcación y decoloración de jarabes de refinerías. Otra variante, que frecuentemente se presenta como un medio para reducir el contenido de Ca++ en el jugo clarificado y por lo tanto reducir los problemas de incrustación en las superficies de transferencia de calor de los evaporadores. es la sustitución con magnesia (óxido de magnesio, MgO) de una parte o de toda la cal[óxido de calcio. CaO) para el tratamiento del jugo. Sin embargo esta prríctica no ha logrado difundirse. En la clari!icacitín industrial del jugo se pueden combinar varios o todos estos tratamientos. Para la implementación de tratamientos se pueden utilizar varios métodos para separar las impurezas precipitadas (sedimentación, flotación y filtración) y así también existe un amplio rango de tecnologías y diseños de Jos equipos de proceso.

f?cfánwio.1· pdg. 285

258

10 Clarificación

10.1.1 Objetivos de la clarificación de jugo

10.1.3 Efectos del calentamiento jugo y la adición de cal

Los principales objetivos de la clarificación de jugo son: Fonnar tlocs que atrapan toda la materia suspendida que así puede sedimentarse a una velocidad satisfactoria: Proporcionar las condiciones de temperatura. pH y com:cntración de iones que maximizan la precipitación de impurezas sólidas del jugo; Producir jugo clarificado de buena calidad, con mínima turbiedad. mínimo color y bajo contenido de calcio (Ca++); Producir un lodo sedimentado que sea apto para su posterior procesamiento (comúnmente filtración); Efectuar todo lo anterior al menor costo posible, con mínimo tiempo de residencia, mínima pérdida de sacarosa (por inversión y otros mecanismos) y mínima formación de color en el jugo. Obtener jugo clarificado con un pH que minimice la inversión en la subsecuente operación de evaporación.

La darificación por defecación usu·¡J 111 · . . ._ ' eme realiza medmnte la combmacwn de: Adición de hidróxido de calcio Ca(OH), elevar el valor del pH desde 5.3 hasta 7 · El Ca(OHh puede estar en forma de !echad~· cal o como sacarato mezclando cal-jugo 0 meladura.

10.1.2 Análisis del jugo Los principales componentes del jugo de caña que inliuencian la clarificación son (Doherty y Edye 1999): Sacarosa, azucares reductores, monosacáridus; Polisacáridos (dextranas, gomas, almidón) y trisacáridos: ~roteínas. compuestos de amino-nitrógeno; Acidos orgánicos (aconítico, málico, cítrico), sales de ácidos orgánicos (ej. aconitato de calcio); Sales de úcidos inorgánicos (ej. KCI. CaSO_!' fosfatos); Materiales insolubles tales como ceras, grasas, bagadllo, suelo, arena y partículas de arcilla. El tamaño de estas partículas está en un rango de 0.5 ~m a 2 mm. La naturaleza y propiedades super!iciales de las partículas determinan su comportamiento fisicoquímico durante la coagulación y lluculación.

Cale~t~I?liento, por etapas, hasta el punto de ebul!Jcwn y uso de un tanque flash de des ~ surización y purga rápida que pennite ren;¿~~; el aire atrapado o disuelto en el jugo.

El principal agente de precipitación es el fn~­ fato de calcio, que forma la base de !os !loes que absorben la mayoría de los otros materiales precipitantes. Sin embargo, como fue discutido por Doherry y Edye ( 1999). existen varias fases del fosfato de calcio (incluyendo fosfatos de mono- di- y tri-calcio) que se formun durante el encalado. El fosfato trit:álcico se precipita a una velocidad relalivamente lenta y los ácidos orgúnicos presentes inhiben esta precipitación. La eliminación física de las impurezas no es completa y dependiendo del valor de! pH en eJ jugo luego del tratamiento. el contenido residual de Ca++ puede ser mayor que su contenido original en el jugo. Los métodos de clarificación mediante defecación simple son económicos y aún así muy efectivos, excepto en cuanto a la remoción de impurezas solubles. En este proceso muchos de los :ícidos org
10.1.4 Reacciones químicas en la clnri· ficación simple de jugo Un amplio rango de reacciones químicas y físicas ocurren en el jugo. las cuales pueden ser dasi· ficadas como:

259

10.1.4 Rean:innes químicas en la clarificación simple de jugo

. 1·ts debidas al cambio de pH; . .. 'r\qllt:·11'tS '-. debidas a cambios en la concemrac10n \qUt 1 '·

de Ca~.,.: . ¡\l¡Ucllas deb1das al incremento de la temperatura. . . . . _ "tccioncs pueden ser subdJv1d1das en rcaccJo· EsW~ ft:• . ·• · n"squn- 11 iclS , .•\' rew:.:cwnes iisicas. ' , principal reacción química es aquella entre el 1 "'' ' _fosfato para 1_a_1'on~:lcatión cakio ca++ y el1on ción Je fosfatos intermedios y la precipitacion dd fosfato tricülcico Ca 3 (P0 4 )~; Lu proteína t:s desnaturalizaUa por calentamiento {la temperatura de desnaturalización c~mbia ~o_n e! pHl. lut:gn de lo cual rodea a las partJculas sohUas y a !os !loes Uc fosfato e imparte una aparente carga negativa. El encalado en caliente usualmente produce una úcsnaturalización más completa. dado que d punto isoeléctrico de muchas proteínas se encuentra por debajo de pH = 6; Los aminmícidns no sufren cambios importantes debido a !a clarificación, aunque a valores elevados de pH pueden reaccionar con los azúcares n:ductorcs generando incrementos de color; Usualmente los azúcares reductores también son estables. aunque pueden ser destruidos a valores elevados de pH y temperaturas que excedan 100 oc_ La tasa de reacción no es significativa con un pH de fi. pero aumenta por un factor de 5 por cada unidad de pH incrementada; La sacarosa se invierte ahajo valor de pH y elevada temperatura; El1inico efecto en ceras, gomas y pectina es que son desnaturalizadas; Algunos ücidos inorgánicos, ej. PO.t, silicatos, SO/-. son precipitados parcialmente por la adición Je iones ca++: Iones inorgánicos tales como K+. Na+ y CI- no sufren cambios importantes debido a la clarificación. El Ca++ se incrementa transitoriamente pero con frecuencia al final resulta siendo sólo iigeramente superior al valor inicial en el jugo. El ivig+- se reduce hasta en un 20 (,~f, dependiendo del pH final; Kufkarni ( 1993: 136) estableció que el contenido de Caü en el jugo clarificildo es una función de (i) el cnntenido de CaO en el jugo crudo, (ii) los <ícidos orgánicos presentes originalmente en el jugo y (iii) Jos ácidos formados durante el proceso dt: clarificación (ej. por descomposición de

ID 9 8

'§.7 6 Jugo crudo

Solución de ácido fosfórico

5 4tL-L

o

0.025

0.05

0.075

0.1

0.125

0.15

Adición de Ca(OH) 2 en g /100 g jugo

Figura Hl.l: Curvas de !itulación para jugo crudo y una solución de ücido fosfórico

azúcares reductores y por formación de algunos iones de su! fato, cuando se utiliza sulll.tación). Esto también depender::í del pH del jugo clarificado y de la cantidad de cal adicionada: Las curvas de titulación de jugo crudo (o mezclado) han mostrado varios sitios donde la pendiente se estabiliza (mesetas) correspondientes a la fom1ación de mono- y difosfatos de calcio durante la titulación con cal. como se muestra en la Figura 10.1. Las principales reacciones físü:as durante la formación de los flo~.:s tienen base en el Ca 3 (P0. 1 )~ y en las proteínas. Los efectos de la carga superficial varían la densidad efectiva de los flocs. Los coloides, formados a partir de proteína desnaturalizada, generalmente tienen un efecto negativo sobre la carga superficiaL la cual afecta la eficiencia de coagulación. La coagulación de las partículas floc también es influenciada por la presencia de cationes multivalentes (Ca++. AJ+++. etc.) y el uso de lloculantes. Los lioculantes empleados usualmente son polímeros de acrilamida que forman una cadena larga de muy alto peso molecular. Su efectividad es una función del peso molecular y del grado de hidrólisis y varía para diferentes jugos. La turbiedad del jugo clarificado debido a coloides y otras partículas que no se logran remover es bajo todo punto de vista indeseable, dado que al final se obtiene una menor calidad del azúcar. La preparación y aplicación inadecuada dellloculante. un mal

Rl!ji!renl"ias ¡uíg. 285

2611

diseño del clarillcador o un mal control del encalado pueden cnnuibuir a una elevación de la turbiedad. En general. la eliminación total de impurezas es relativamente insignificante, siendo la pureza del jugo defecado apenas uno o dos puntos por encima del valor original en el jugo. pero la turbiedad del jugo mejora significativamente. El cambio en pureza aparente es una guía puco confiable para calillcar la eficiencia de la clarificación, debido a cambios en otros componentes que son típticamente activos.

10.1.5 Variantes de los procedimientos de defecación-clarificación Existen muchas variantes del proceso simple de defecación que son empleadas en las diferentes industrias de caña de azúcar. Algunas de estas que han sido relacionadas recientemente (Doherty et al. 2002) se presentan en la Tabla 10.1. Frecuentemente se utilizan soluciones de sacarato de cal en lugar de la lechada de cal. La adición de cal puede ser en baches o continua y el punto de aplicación puede ser sobre jugo rrío (bajo 50 °C). jugo intermedio (7276 uc) o jugo caliente ( 100 ac). A pesar de una gran cantidad de experiencias prácticas, el impacto de las diferentes alternativas de encalado sobre la química y fisicoquímica de la clarificación no ha podido ser bien entendido. El jugo crudo o mezclado que proviene de la planta de exu·acciün generalmente tiene un pH alrededor de 5.5. Con el encalado en jdo, el jugo generalmente se encula hasta alcanzar un pH de al menos 7.2 y puede llegar en ulgunas ocasiones hasta 8.3. El jugo es entonces bombeado a través de la prime-

ra etapa de calentadores hasta un tanque que alimenta a las bombas de la segunda eta calentadores. donde el jugo se calienta hasta pocos gmdos por arriba del punto de cbul!ic'' 10 condiciones atmosféricas. En Australia, la adición de cal se efectúa mente mediante encolado intermedio. Para, generalmente se instala un tanque de .l.l!!!(J . . . ~ l mtermedm y en algunos casos un pequeño pulmón. La primera aplicación de cal se continuación del tanque intermedio a -75 "C, l el 'ojo' de las bombas del calentamiento"·:c··unr,:lann• como se muestra en la Figura 10.2. El valor vo de conu·ol se ajusta alrededor de 0.2 a {)J dudes de pH por encima del valor deseado de del jugo clarificado (7.2 a 7.8). A cuntinuaciün encalado, el jugo se calienta hasta .1 102-104 ac, para luego ser desaireado en el flash y distribuido entre los diferentes cla,r·ij ¡¡,.,"'" res. Usualmente el floculante se adiciona t:crca tanque o sobre las bandejas de alimentación de clarilicadores. Pruebas realizadas en fábricas de (Eggleston 2000) pennitieron comparar los de la práctica noricamericana de 'encalado usando lechada de cal frente a la técnica Uc do e11 calieme' que se utiliza ampliamente en Suffi., frica. Se concluyó que: Con el encalado en caliente se reduce la · de cal en aproximadamente 27 c;-o, resultando jugo clarilicado con menores niveles Uc en-10 %: No se encontraron diferencias signilkativas trc la turbiedad obtenida con encalado en frío y en caliente:

J"goJ filtrador-¡

Jugo

pmnar1o

Mallas para jugo

fl

L•,.

1

~1

Enculado ti hin

Encalado imennedio Encalado en caliente

Tanque flash

~TI~~~j l

Tanqd,¡

desaireador

Tenq"'

---

1ntermed1o

I¡"C

103

de f"go t!b!o

l"gocwdoj

'-2----,"'

j•~!ciíicodoces

_fl ; :rao;,~:ión o vapor 1

Rewrno

-u

de bagazo

Jugo crudo

Q Sacara lo de cal

j

J"go secundano

al molino

.. ¡¡¡1· Esl¡ucma de encalado intermedio pura jugo de caña f¡gurn -~·

1

,

Los voltímcncs ele lodo fueron mayores con el encalado en caliente; El encalado en caliente realiza una remoción ligeramente superior de los componentes de

dextranas. Dohert\' ct al. {2002) informaron de pruebas de !abomt~Jrio en las que intentaron cuantificar los efectos de la técnica de encalado sobre la calidud del jugo dariticado y el comportamiento de sedimentaciOn de los /loes. Previamente a la sedimen!i!CÍÓn se Jloculú aplicando poliacrilamida (Separun

Tabla 10.1: Detalles de los métodos típicos de defeeaci6n-daritlcación

Encalado en frío

261

¡ 0.1.5 Variantes de los procedimientos de dcfecaci6n-clurillcacilm

1O Clarillcación

Jugo crudo a <-1-5 "C. sacaraln de cal (o lechada de cal) hasta pH = 7.!( calentar a !02 citmar llnculmue. clarificar. Jugo crudo a <45 ~c. sacarato de cal (o lechuda de ca\) hasta pH = 6.0. calentar u 76 ce, sacarato de cal (o lechada de cul) hasta pH = 7 ..S, calentar a 102 oc, por enfriamiento debido a descomo Jlash hasta 100 , adicionar J 1 1 ·1 ¡ , Jugo crudo a <45 oc. e;·;l.entar ajugn prit~mriu (a 76 ~(:-), s:lcarato ~lec-;;¡- (u ~~~hada tle. t.::;ll ha~t:J pH = 7.R, calentar a l 02 uc, tlash hasta 100 ac. adicionar tlm:ul;_¡nte, dari!kar. - Jugo crudo a <-1-5 uc. c
Número de prueba

Figura Hl.3: Turbiedad del jugo clari!kadn vs. tipo de W!Ucit'!n para encalado (fuente Doherty et al. 2002)

A2130) en una dosis de 5 mg/kg jugo. La Figura 10.3 muestra la turbiedad indicada por absorbancia del jugo clarificado medida a 900 nm en celdas de cristal de 1 cm contra agua destilada. Existe un compromiso entre niveles de lodo más elevados y menores velocidades de sedimentación de los !-loes. La cmnparación de la clarificación con encalado usando sacarato de cal frente al encalado usando lechada de cal mostró: Menor turbiedad, menos fosfatos y proteínas en el jugo clarificado con sacarato de cal; Velocidad inicial de sedimentación de los tlocs lineramente inferior; ll~cremento de niveles de lodo en 1O t;f,; Contenidos similares de calcio, magnesio, sílice y polisacáridos en el jugo clarificado. Los resultados del estudio con!irman en general 1us conclusiones derivadas de experiencias obtenidas en la práctica. De acuerdo con un estudio sobre clarificación de jugo realizado por Salwdeo el al. (2001) la turbiedad inicial del jugo clarificado obtenido enculando con sacarato es menor que aquella obtenida con lechada de caL En ambos casos la turbiedad se incrementa con la concentración por evaporación. pero el uso de sacarato continua brindando menores valores de turbiedad como se ilustru en la Figura 10.4. El sacarato resulta además en conteni-

Re{ere11cias ¡uíg. 285

1O Clari tlcación

262

10.1.6 Procedimientos utilizados la defecación-clarificación

5000

lechada de cal

o

.g 3000

""'"'''''"

: S¡¡cara.to de e~! ·~··················· : : :

~ 15

.3

2000

ru

~ ~

-el

Los procedimientos de defecación m:ís dos son los siguientes:

""

-;.

1000

• '

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.. :

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E

:J 0~--~--~------~--~--~--

o

1

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30

40

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60

70

Sustancia seca del jugo en %

Figura 10.4: Turbiedad de jugo 1jamhc vs. concentración (fuente Salwdco et al. 2002)

1000 ~

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800

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, la actividad de la invertasa, pero esta es de ~uantificar y se cree que los l~eneficios de ·c. .. ción superan a esta desventaJa. 1:11110d]llC<1 Encalado en caliente. En es.te c~so el sacarato Je cal) se aphca JUSto antes del de ca 11 1 El valor obictivo de control se ajusta al¡;nque '· · · ' . d de 0.2 a 0.3 unidalies Ue pH por encima del r•:i!C or . .. :'" J·seado de pi-I en el JUgo clanhcado. Lograr 1 '· "or H ' · ' d'l" . ,, control del p es tecmcamente mas 1 1e1·¡ Un bue el encalado en caliente, pero se ha encontrado cvn .., Joura mejor Gllidad de jugo clariJicado con aue St; :: • , . . : J· ,,·-·ntaj·a de lodos mas volummosos, partlcular¡¡¡ e. t: .. rncnte cuando se adiciona sacarato. " {o kchada 1

.,,¡

Encalado fraccionado con doble calentamiento. Este proceso es una variación del encalado en cnHente donde aproximadamente 33 % de la cantidatl total de cal se aplica como preencalado del jugo frío y el restante 6 7 r;~_, se aplica como una segunda adición en el tanque flash.

Clarificación compuesta. Esta variante involu-

rm una separación del jugo en dos partes:

850

~

o ~

Encalado en frío. El jugo mezclado que ne de los molinos tiene generalmente un pH .1 dedor de 5.5. Usualmente se encala hasta pH 7 ¡ pero puede éste ser llevado a valores tan alto~_, ''' 1110 ·-, H.3. Posteriormente es bombeado a los calentadores para elevar su temperatura ligeramente por ¡ del punto Ue ebullición. es decir hasta 102 oc como mínimo. Al salir de los calentadores, el jugo pasa a un tanque flash y retorna a su conesponliiente pun~ to de ebullición mediante evaporación instant:inea con liberación de vapor a la atmósfera. El jugo a. entonces inmediatamente al elariJlcador Cllntinuo, donde el pH cae nom1almente hasta un valor en el rango de 6.8-7 .2. El encalado en frío es suficiente para el tratamiento de cañas nobles y la manufactura Uc azúcar crudo. Los clarificadores generan una can~ tidad despreciable de espuma.

10.1.7 pH óptimo del jugo clarificado

750 Jugo clarificado # 1

#2

#3

114

Efectos de evaporación simulados

Figura 10.5: Contenido de calcio vs. conccntraeiún te Sahodeo et al.2002)

(fuen~

dos residuales de calcio significativamente menores como se ilustra en la Figura 10.5. Comparaciones menos favorables de la clariJicación con sacarato respecto a la lechada de cal fueron reportadas en Suráfrica en un artículo presentado por Scott ( 1988). El encalado con sacarato resultó en una menor velocidad de sedimentación y lodos más voluminosos (en -lOO !ff,). a la vez que la turbiedad del jugo clarificado se redujo sustancialmente (-44 % ). Sin embargo. se aseveró que Jos menores valores de turbiedad en el jugo claritlcado obtenidos con el sacarato son anulados por grandes incrementos de la turbiedad durante la evaporación y que los beneficios del encalado con sacarato en el jugo podrían ser mucho menores que "las ventajas comprobadas de la clarificación con meladura".

Encalado intermedio. La primera aplicación de cal se el"ectúa a continuación del tanque intennediu a -75 oc, en el 'ojo' de las bombas del calentamiento secundario como se muestra en la Figura HU.. El va. lor objetivo de control se ajusta alrededor de 0.2 a OJ unidades de pH por encima del valor deseado de pH en el jugo clarificado. Ellioculante se adiciona en l
a} el jugo primario. o jugo obtenilio con molienda

en seco, suministrado por el primer molino y el jugo secundario, que consiste en el jugo obtenido usanUo molienda con imbibición, suministrado generalmente por el segundo molino en el caso de imbibición compuesta. Sin embargo. la tksventaja de requerir sistemas de darificación por duplicado conduce a que esta alternativa no haya sido alioptada en las fábricas. b)

10.1.7 pH óptimo del jugo clarificado El pH Jinal del jugo darificado que se envía a los :evaporadores es importante. Hugot ( 19Rfi: 404) atlrmu que cuando se requiere producir azúcar blanco e5 deseable tener un jugo ácido y el pH debe mantenerse en un ratEro de 6.4-6.6. Esto reduce el color del azúcar con el~ riesgo de una inversión signilicatlva de sucarosa. A medida que el pH del producto de azücar se reduce. la apariencia de eolor es menor Yesto constituye una ventaja, aunque los métodos analíticos estándar deberían corregir este efecto mediante el ajuste de pH con soluciones de NaOH hasta un vulor constante. En caso de que se requiera producir únicamente azúcar crudo de buena calidad.

263

Hugot ( 1986:404) sugiere que se puede permitir que el jugo se conserve ligeramente alcalino. con un pl-l entre 7.1 y 7.5. Esto minimiza la pérdida de sacarosa por inversión, aun(¡ue advierte que el jugo alcalino reliuce la velocidad de Jos tachos y dificulta la cristalización.

10.1.8 Efecto del ácido fosfórico en el jugo y adiciones de fosfato El ácido fosfórico se encuentra en la cai'ia. tan~ to como fosfatos solubles en el jugo, como también en combinación como proteína del material celular. Dado que los últimos son compuestos insolubles, solamente los fosfatos solubles toman parte durante la defecación. Estos reaccionan con la cal y forman un precipitado que constituye una parte importante del floc que la cal produce en el jugo. Los fosfatos orgánicos se encuentran en forma de complejo con compuestos orgánicos, con un contenilio de fosfatos de aproximadamente 1O %. La mayoría de fosfato orgánico se encuentra en forma coloidal y no está disponible para la formación Ue flocs precipitados de fosfato cálcico. En caso de que el contenido de fosfatos esté por debajo de 200 a 300 mg P 10/kgjugo. es conveniente efectuar adiciones de fosfato inorgánico (ácido fosfórico, superfosfato, etc.) para incrementar el nivel de fosfatos del jugo hasta por encima de 250 a 300 mg/kg. Doherty y Edye ( 1999) citan una nom1a donde se afirma que es posible lograr una claritlcación satisfactoria cuando el contenido de fosfato (como P1 0 5 ) en el jugo de caña es aproximadamente 300 mg/kg. Jnlienne y Montocchio ( 1996) eitaron como ni~ ve! de fosfato mínimo 200 mg P20/kgjugo. Los beneficios de mantener un nivel óptimo de fosfatos en el jugo son los siguientes: Mayor eliminación de coloides; Menos calcio en el jugo clarificado; Formación nuís rápida de los !loes de lolio. con sedimentación más rápida; Mejor clarificación. con menor color en el jugo clarilicado. Entre las desventajas de adicionar fosfatos en exceso se pueden incluir mayores costos de productos químicos, mayor consumo de cal y un mayor volumen de los lodos (y por lo tanto mayor pérdida en cachaza).

Rtji.'rt'IICÜ/S púg. ::!85

164

El ácido fosfórico se adiciona antes del encalado. Algunos detalles sobre los procedimientos de aplicación se presentarán en la Sección 10.5.3. El ácido fosfórico está disponible comercialmente para uso en fábricas de azúcar como una solución líquida, mientras que otros fosfatos se suministran en forma de pol\'o o pasta. En algunos casos se emplea superfosfato ordinario o fosfato dicálcico. Estos materiales contienen30-60% P2 0 5 y pueden ser aplicados utilizando un alimentador de sólidos secos o como líquido siendo previamente diluidos hasta formar una solución de 11° o 15o Baumé. Nigam et aL (2001) afirma que es preferible utilizar como aditivo ácido fosfórico debido a que es más fácil de manipular y tiene mayor pureza y mayor contenido de P::Ps (-54 ()C,). El ácido fosfórico adicionado precipita parte de los coloides y materia colorante que se encuentran contenidos en el jugo. El precipitado que se forma con la cal es primordialmente fosfato tridlcico.

10.2

Suministro y manipulación de la cal

10.2.1

Calidad de la cal

La calidad de la cal utilizada es importante. dado que una cal de baja calidad introducirá arena y partículas inquemadas e im:rementará el contenido de cenizas del jugo. Una cal viva de buena calidad tendni más de 90 g CaO disponible/] 00 g cal adem<Ís de no contener óxidos de hierro. aluminio o magnesio. Debe evitarse el empleo de cal que contenga más de 1 g/100 g de Mgü u óxidos de hierro y aluminio. Estas impurezas causan depósitos en los evaporadores mientras que la magnesia genera problemas durante la defecación. De ser posible. debe insistirse en valores inferiores a 1 g Mgü/ 100 g. La cal hidratada pura contiene 76 g Ca0/1 00 g, donde el otro componente es agua. La cal en polvo hidratada es más fácil de mezclar y dosificar. Dado que la cal es un material sólido y relativamente fácil de almacenar, las fábricas que no lllilizan carbonatación pueden adquirirla de proveedores externos. Para las fábricas que usan carbonatación, no ha sido posible a la fecha obtener el gas dióxido de carbono de otra manera que preparándolo en si-

265

10.2.3 Lechada de cal y sacarato de cal

1O Clarificación

tio, usando cal viva. La caliza se obtiene de , de e~] o depósitos de coral, que tienen ambos med10 alrededor de 90 % CaCO,. Detalles del diseil.o de horno-s de cal y las cas de operación se pueden encontrar en tes (Hugot 1986:420---425 ).

10.2.2 Manipulación y apagado de cal En encalado del jugo se realiza usando preparadas de lechada de cal o sacarato de La relación típica de aplicación (incluyendo destinnda a tones de enftiamiento y COJTcccirin pH del agua de lavadores de gases) es 1 0.6 a 1.2 kg CaO/t cail.a en fábricas cnn simple. El consumo de cal en fábricas que usan, fitaci(Ín es considerablemente mayor debido a necesidad de neutralizar la acidez del SO nado: el incremento (en kg Caü/t caña) po~ de los niveles de las fábricas que usan i aproximadamente 1.75 veces la dosis de azufre kg azufre/t caña). Usualmente la lechada de cal se obtiene clandn (''apagando'") cal pulverizada n cal viva con agua. Kulkami (1993: 125-127) be el apagador de cal como un tambor de bajo carbono que gira alrededor de 6 aH min- 1 filetes internos de acero fornwndo un espiral empuja a las partículas de cal desde el entrada hasta el lado de salida del tambor. El preferiblemente condensados calientes. se frecuentemente de manera concurrente a la se muestra en la Figura 10.6. aunque existen tajas al tener un flujo de agua contrat:nrriente a cal y la arenilla descargada en el extremo donde adiciona el agua. Tomando como guía las dimensiones para seño del tambor apagador de 1ivmp ( 1936:350,), apagador para 1 t/h Caü podría tener una de 3.05 m y un diámetro de 0.81 m. resultando en volumen del tambor de 1.58 m3 • La lechada de se pasa entonces por un clasillcador donde arena arenilla son removidas pnr un conductor de 1 :·n inclinado o un mecanismo tipo rastrillo. Se · ra que es una buena práctica el contar con dos ' ques para el almacenamiento de la lechada de provistos con agitadores de baja velocidad (8 a min-· 1• dependiendo del diámetro). En los

Figura 10.6: Sistema para preparación de lechada de cal

¡05 a!!iWdorcs se debe evitar el uso de materiaque ~can corroídos fácilmente por la cal, tales ,~m'"'' bronce. La cal puede ser mezclada hasta un de aproximadamente 15° Baumé y luego curada alrededor ele 7° ó so Baumé, mientras otro tanque es dosificada sobre el proceso. ( 19':>3: 127) recomienda dejar la lechada en ;liJ:;ta¡¡quc;· al menos 1 h para asegurar un apagado

ciJa ( 100 Baumé, incluso bajando hasta 3o Baumé, dependiendo del diseño de la válvula dosificadora) para evitar problemas con la válvula dosificadora y el equipo. Sin embargo. esto tiene como desventaja la adición de más agua al jugo. la cual deberá ser posteriormente evaporada.

~:~:;::~::;i<:d:~e la cal antes de usar la solución en la

10.2.3 Lechada de cal y sacarato de cal

,,lllJ""''"

.~

Tabla 10.2 presenta la relación entre grados y el contenido de cal a 15 oc. La lechada es ~.:a.si siempre preparada a 1SO Baumé, pero la aplicación se efecttía utilizando control , 'illllo•múticc de pH esta concentración puede ser red u-

111.2: Relaciones Ue ln cuncentnu:ión de cal [fuente

·,. (1953 JI Densidad en kg/m1

g Cuü por litro

g Cuü g agua por 100 g por g Caü

1007

7.5

0,74

133

1014

1ú.5 26

3H

fí()

1021 1036

4ú

l.ú..J2.54 ..J-.43

105 t

65

6.18

15.6

1074

94

8.74

10.4

1117

148

11()()

206

13.26 17.72

tí.S ..J-.6

21.6

La composición de la mezcla de cal tiene un efecto signi!lcalivo sobre la operación del sistema de clarificación. Con lechada de cal se producen !loes y lodos de mayor densidad, pero la turbiedad obtenida no es tan buena, mientras que las soluciones de sacarato preparadas utilizando jugo o meladura resultan en 11ocs más ligeros que se sedimentan con menor velocidad. pero la turbiedad es mejor. Para cada caso en particular la mezcla óptima que se ajusta a la capacidad del equipo debe ser encontrada mediante ensayo y eiTor. La reacci6n de la cal puede hacerse más rápida cuando se cuenta con un sistema de encalado con sacarato. La presencia de sacarosa produce un incremento apreciable en la solubilidad de la cal, que puede multiplicarse hasta por 100 veces. La solubilidad de cal en jugo incrementa con su contenido de sacarosa y decrece a medida que la temperatura aumenta. A 80 oc, 2.5 a 3.0 g de Caü se disolverán en

266

100 g de jugo que contenga 10 a 1:2 g sacarosa/lOO g jugo. Las reacdunes del sacarato en jugo son aun más rúpidas y permiten obtener un mejor jugo darificndo. Otras ventajas del uso de sacarato de cal sohrc la lechada de cal incluyen un mejor control de pH y mejor porosidad en la torta de filtros. Las vent;:~jas se hacen müs evidentes cuando las condiciones impiden obtener esttíndares de clarifkación aceptables. Los beneficios son difíciles Ue cuanlificar, particularmente cuando se miden solamente parámetros btísicos de calidad. En la actualidad se utilizan ampliamente sistemas sofislicados para la preparación de sacarato con jugo o meladura. Una preocupación con respecto a la preparación del sacarato de cal es que la meladura se expone a condiciones !.le pH elevado, por lo que ocurrirá una cierta degradación !.le los azucares reductores acompañada de un incremento en la concentración de ácidos orgánicos. Este problema ha sido estudiado {Stringer et al. 1989), concluyenlio que es Ueseable que la temperatura en el tanque de mezclado del sacarato de cal se conserve por debajo de 50 "C y que el tiempo de residencia sea minimizado. Un sistema en línea desarrollado para la preparación del sacarato de cal (Po::.::.efli y Bamptm1 2001 ), está compuesto por una bomba peristáltica 'de manguera' Brcdel de velocidad variable (para lechada de cal), una bomba de capacidad progresiva Mono de velocidad variable (para licor), un mezclador en línea Sulzcr. un transmisor de presión, un electrodo de medición de pH y una válvula con control de posición. Un espiral de tubo PVC permite diferir en aproximadamente 30 s el tiempo entre el mezclado del sacarato y su dosificación sobre el jugo u través de la válvula de control. El lazo de control de presión mantiene una presión estable antes de la válvula dosificadora de sacarato variando la velocidad de la bomba Bredel de lechada de cal. mientras que la velocidad de la bomba dosi flcadora de licor se mantiene proporcional con respecto a la vclocidaU de la bomba peristáltiea. El sistema llevó a un mejor control de pH, con reducción de la pérdida de azúcar debida a degradacitÍn alcalina. La composición de las mezclas de cal tiene un erecto significativo sobre la operación del sistema de clarificación. La experiencia Australiana ha mostrado que con la ledwda de cal se producen flocs y lodos de mayor densidad, pero la turbiedad obtenida no es tan buena. mientras que las mezclas preparadas

utilizando proporciones de jugo y meladura en llocs más ligeros, que se sedimentan con velocidad, pero la turbiedad obtenida es mejor. Por lo menos una de las fábricas de <-entro""'' rica mezcla cal en polvo directamente con . e1 u filtrado para 1ormar una mezcla de semis- 1,.. 1 · ''"•nito cual se aplica sobre el llujo de jugo. El ahorro' vapor que se obtiene debido a la reducci{ín de adicionada es sustancial. Las implicaciones de procedimiento con respecto a la destrucci(ín ¡ cares e incremento del color deben ser aún das en detalle.

10.3

267

]().3 Control de pH /10.4 Tipos de clarillcadores

10 Clarificación

Control de pH

El control de la clarificación involucra dialmente el control del pH del jugo, el cual es tado por el llujo de jugo. el flujo de cal y la 1 tura del jugo. El tipo büsico de control utllti":tdopa1, la clari1it:ación consiste en un lazo cerrudo de troJ de pH continuo, el cual cstú asistido por lazos de control para homogenizar el flujo y controlar la temperatura de los ca: ~:::~:: ;~:~~:; La medición del pH solía efectuarse 1 utilizando papel indicador colorimétrico, pero en actualidad se cuenta con sofisticados métodos trónicos basados en electrodos de vidrio y de rencia que han sido suficientemente der>
1

oc.

1

rol continuo se divide en lazos de control EJcon ! y lazos .::crradns. .s l'tZtlS En lo. ' · , Je .::mnrol abierto la señal se ob• , partir de variaciones en las principales uene '1 . . .. ', t 1es tluc !!Cncran dJsturbtos. En la clan!icamn•11 · ~ . . . .. deJ· 11 uo las Jluctuactones en el fluJo de JUgo Clllll ;:· . . ~ , la densidad Jc la lechada de cal son utthzadas \ra determinar el llujo de lechada de cal. p . "d as vanacmnes ' ' Sin embargo. las rap1 en 1a capacidaJ amortiguadora de los jugos usualmente requiere el empleo de alguna forma de control cerrado para limitar el lazo abierto de aplica-

ción. En Jos lazos Jc .::ontrol cerrado, el sistema compara la señal controlada frente a un valor deseado (setpoint) y genera una señal de control para el actuador. En los conlroles de pH del jugo un lazo de contru! cerrado se encarga de regular la válvula de adición de lechada de cal (o sacarato úecal). El sensor de pH envía una señal continua al eontrolador. que a su vez envía una señal al uctuador para variar la adición de cal de acuerdo con la seña!. El controlador Je lazo cerrado más importante es el controlador PID (proporcional. integral, diferencial). En un controlador PID la señal es igual a la suma de un término proporcional y uno integral y diferencial del error de control (diferencia entre la variable controlada y el valor deseado). Tradicionalmente la adición de la lechada de cal ha sido realizada utilizando una caja repartidora ajusiada automáticamente que descarga sobre un tanque para mezclado con el jugo. donde la medición de pH se efecttia a la salida del jugo. Actualmente -ron el encalado intermedio o en caliente y el uso de! Silcarato Jc cal. las rábricas se estün moviendo al empleo de mezcladores estáticos instalados sobre la linea del jugo. Las soluciones de sacarato ofrecen la Ventaja de ser más füciles de usar con válvulas rle control convencionales tolerantes a la presencia <de sólidos y disponibles comercialmente. tales como --~larkson 'C'. Saunders 'A' o Linatex. _ Una buena práctica para minimizar el taponanuemo de v
recirculación de mezcla de cal. con la válvula de control insertada sobre un vástago corto en el punto de adición al jugo. Las bombas peristtílticas (de manguera) provistas con accionamiento de velocidad variable son ampliamente utilizadas para el bombeo de la mezcla de cal sobre la corriente de jugo, con una tasa de dosificación que es proporcional a su velocidad. Sin embargo, estas tienen como desventajas un costo mtls elevado y el hecho de tener límites operativos, de manera que se pueden presentar variaciones del flujo de jugo que resultaran en sobreencalado o subencalado (Meadows 1996). Sin embargo estas bombas orrecen la posibilidad de alcanzar un control mucho más preciso y confiable que con el uso de cajas repartidoras. requiriendo además muy poca atención por parte del operador. Las bombas tienen una ventaja adicional en comparación con las vúlvulas, dado que el Jlujo de cal que se aplica en la tubería está afectado en menor grado por la presión interna en el tubo. Con buena tecnología es posible reducir las variaciones de pH en la alimentación del clarifieador hasta un rango de ±0.15 unidades. El control de pH resulta ser mucho más fácil cuando la densidad de la mezcla de cal es constante y el flujo de jugo estuble. Variaciones muy altas en el pH del jugo encalado pueden generar problemas por reacciones retardadas en el clarificador. causando Jloculaciún variable, incremento de la turbiedad del jugo clarificado y un aumento de incrustaciones en Jos evaporadores.

10.4

Tipos de clarificadores

Luego de que el jugo ha recibido el tratamiento deseado, debe dejarse decantar con el objetivo ele separar al jugo clarificado de los precipitados que han sido formados. La decantación se realiza utilizando sedimentadores continuos o 'darificadores'.

10.4.1 Descripción de los clarificadores Tipos de clarificador multibandcja. Antes del empleo de Ooculantes los clarificadores más populares fueron del tipo mullibandeja, ej. Dorr. RapiDorr, ATV, Bach, Graver. etc. Generalmente los clarifica-

Re.fl!rendll.\' ¡nig. 285

268

269

10.4.1 Descripción de los clarificadores

10 Clarificación

;' Escona

Alimentación

~--

Bandeja

Salida de jugo clarificado

Tubo central Lodos

Jugo clarificado

Lodos

Figura 10.7: Claritkador Dorr ''ATV"

dores multibandcja se dividen en varios compartimientos superpuestos, de mancm que se incrementa el área de sedimentación. En un intento por lograr sedimentar los !loes más pequeños, se utilizaron capaciJades volumétricas de hasta 4.5 mJ por tc/h con tiempos de residencia del jugo de hasta 3 h. Los diseños Dnrr emplearon hasta 5 bandejas alimentadas en el centro y con salida circunferenciaL así como algunos alimentados circunferencialmente y con saliJa en el centro. Los patrones de flujo eran mmplcjos y era difícil remover los lodos sin que se presentara reincorporación de lodo. La extracción de lodos se efectuaba por separado para cada bandeja (Dorr. ATV) o desde un cono profundo al fondo del clarificador (Bach, Gravcr). El clarificador Dorr. que fué el diseño müs am~ pliamente utilizado. es un tanque cilíndrico grande provisto con un eje central que rota muy lentamente (121r 1) y soporta varios brazos con paletus met<ílicas raspadoras que barren lentamente el fondo de cada compartimiento o bandeja. El jugo a ser clarificado entra tangencialmente a una '·dmara de noculación" en la parte superior del clarificador. donde una parte del lodo flota hasta la superficie

como espuma (escoria); un raspador especial permite eliminar esta espuma empujándola hasta un pequeño canal lnteral de descarga. Como se muestra en la Figura 10.7. un tubo centml conecta la parte superior con todos los partimientos. El jugo entra desde el tubo centr¡¡J los compartimientos pasando a través dd esp<~cio anular donde descienden los lodos. El Jodo que se deposita sobre cada bandeja se barre llentanncntc hacin el centro, donde cae por espacios anulares hasta el fondo del compnrtimiento descendiendo a lo largo del exterior del tubo central. El jugo clarificado es extraído individualmente desde cada compartimiento mediante un anillo de tubos en la parte superior cerca a In pared del clarilicadnr. para luego ser llevado a una '·caja de derrame o caja de corrida de jugo claro·· en la cual la salida Jc cada compartimiento puede ser regulada utilizando una "manga ajustable''; Ueslizando un tubo sobrc la punta de salida de la tubería. con lo cual se ajus!il el nivel de descarga con respecto ni nivel de jugo en el clariftcador. Los lodos se extraen desde el fondo. Dado que la viscosidad de los lodos puede variar. d método

de remoción preferido es mediante el uso de una bomba de diafragma con recorrido corto y ajustable, la cual eleva los lodos hasta una "caja de lodos o cachaza'' cercana a la "caja de derrame de jugo". desde la cual snn enviados a la estación de filtros. Un sistema de remoción de lodos por gravedad puerli!operar exitosamente si se monitorea la consistenda de los lodos. Los clarificadores son revestidos completamente con gruesas capas de material aislante, permitiendo limitar la caída de temperatura del jugo a -0.2 K/h. Un clarificador muy similar al Dorr es el Graver o Scip. En este diseño los lodos se mueven hadu abajo a través de la periferia: el área de sedimentación de los compnrtimientos es por lo tanto ligeramente inferior que la sección transversal del dnrHicador. El jugo clarificado se remueve desde la parte superior de una campana de manera que el jugo debe en teoría pasar a través de una cortina descendente de lodo. Se nseveró que esta filtración del jugo que sube a través de In cortina descendente de prccipitadns lleva a una mejor clarificación del

jugo. Además de los clari!icadores Dorr y Graver.

Figure 10.8: Clarificar.lor "RapiDurr" (Dnrr-Oliver)

existen otros tipos de clarificadores continuos induyendo el Bach. ampliamente distribuido en algunos países y el RapiDon·. El diseño del RapiDorr, desarrollado desde 1955, tiene 4 compartimientos y consiste realmente en dos clarificadores superpuestos de 2 bandejas cada uno. Este diseño se ilustra en la Figura 10.8. En este clarificador se considera importante al úrea provista para el espesamiento de Jos lodos, que es en promedio 0.8 m~/(tc · h). El darificador multibandeja RapiDorr 444 usado por la industria azucarera de Surüfrica para clarificar juno crudo tiene cuatro compartimientos separados, .cada uno con su propia salida de jugo clarificado y de lodos. Scott ( 1988) logr6 mejorar el desempeilo de un clarificador RapiDorr mediante modificaciones relativamente poco costosas, incluyendo una remoción distribuida multipunto del jugo clarificado en cada compartimiento. el suministro de tres tubos de venteo de gases de 50 mm en cada uno de los t:uatro compartimientos y la instalación de un sistema de remoción de lodos semi presurizado con una sola válvula de control para toda la salida ele Jodo del clarilicador. Para investigar los efectos de

flc{rrmcias púg. :!85

270

271

10.4.1 Descripción de los clarificadores

10 Clarificacicín

Canaleta:;

Nivel del jugo

recolectora~

Alimentación de jugo floculado

Figure 10.9: Clarificador nípiJo SR! (disciio original)

simples l:ambios cslructurales sobre el desempeño del clarificador. se han aplicado técnicas de modelación {Peacock el aL 2000). lo que ha llevado a recomendar la instalación de bailes simples dentro del clarificador lo que podría permitir una mejor clarificación.

Tipos de clarificadores rápidos. El uso de clarificadores rápidos se ha hecho posible gracias al desarrollo y aplicación de aditivos floculantes para el control y aceleración de la coagulación del lodo y su sedimentación. El clarificador rápido de

una sola bandeja fue desarrollado inicialmente por el SR! (Instituto de Investigación de Azúcar, Australia), en los aiios 1970s y ha sido muy exitoso. El diseño se enfoca en una entrada pasiva de la alimentación y un flujo vertical de jugo uniformemente dirigido hacia arriba, donde es recogido por desborde sobre canaletas recolectoras. La velocidad del flujo hacia arriba debe ser siempre inferior que la velocidad inicial de sedimentación de los lodos (sin reducciones). Muchos intentos de copiar este diseño han sido efectuados (la mayoría denominados clarificadores de corto tiempo de residencia ~ SRT), pero en general estos no han podido seguir el paso del continuo mejoramiento del diseño original SRL El esquema del clarili-

Salida de lodos

Raspador

Jugo clanficatio

cador SRI original (Steind! 1995) se ilustra en Figura 10.9. El clarificador SRI ha evolucionaJo varias décadas y ha sido diseñado para condiciones óptimas para remover una cantidad de impurezas del jugo y producir clarificado libre de sólidos suspendidos. El es más simple y tiene costos considc1.·abbncnte' menores que los clarilicmlores tipo mul''"'"l'"'"''' de igual capacidad de procesamiento. Pueden instalados fuera del edificio de la fúbrica al libre como se muestra en la Figura 10. !0. El jugo que proviene del tanque tlash entra una cámara de alimemación y se divide en direcciones sobre una bandeja anular al ir""'"'""'·"· • ra. El jugo desborda entonces sobre un tubo profundo de alimentación. al fondo del cual es de~ !lectado lateralmente sobre el área de separaci6n del clarillcador. El jugo clarificado desborda sobre bandejas o canaletas anulares recolectoras loca~ !izadas adentro y afuera del sistema Jc alimenta* cilín. El diseño incorpora el arreglo de alimentación multipuntu mús positivo que puede operar de ma· nera continua sin causar daño a los tiucs d~bido a puntos de elevada velocidad o re2:iones de ·a turbulencia. En fábricas Surafric;nas que usan di*

Figura 10.10: Instalación Je un clarificador SRI

el punto de entrada de la alimentación se hacoloelido más abajo y el volumen de la bota de lodos ha sido reducido debido a la menor cantidad de lodos que se obtiene con difusión. El diseño del clarificador de jugo SRI ''Nueva generación" incorpora un nuevo sistema alimcn!ador con un solo punto de alimentación y una simple remoción de jugo clarificado utilizando una placa perforada. Las ventajas del diseño SRI

incluyen: Elevada capacidad pnr unidad de volumen instalado: Reducción del ¡Í.rea transversal utilizada. con menores costos de construcción v rnaritenimiento: ·

Sistema sencillo para remoción de lodos. fácil control del nivel de lodo, buena capacidad para espesar los lodos; Fácil remoción del jugo clarificado, mejor calidad del jugo clarificado; Bajo tiempo de retención (permitiendo reducir pérdidas, minimizar la caída de pH, reducir el consumo de cal y una menor formación de color); Puede ser suministrado para nuevas instalaciones de clarificadores o la conversión de clarificadores existentes SRI, SRT o multi-bandeja. Un esquema del flujo de jugo en un clarificador SRI nueva generación, basado en el trazado de los vectores de velocidad para un clarificador de 10.4 m

272

llujo de lodos que sale por debajo del Este puedt: ser estimado a partir del ba''''"""'".1, sóiiJns insolubles en el darificmlor: 10 tall ¡;; •

Diagrama de vectores de velocidad del jugo, Steindl (200 1) Alimentación de jugo

Interface jugo-lodo

·s '] cont~nido tola! de sólidos (sólidos t,; • • ·ólidos de fibra) en el JUgo que se a!JJado+5 · · . . . es el contemdo total 'Jiic·,1dur )' \l's.o.'· 11 'l 1 e1aJ ' (súlidos del ludo+ sólidos de libra) en el iodos a la salida del clarificador. Por lo tanto de residencia del lodo es:

c>.i~''""'

,. t

Tubo anular alimentador

Pared del clarificador

(1 0.6)

. 1- ( ll'sn.l' /ll'~;u,l'l')

Nivel del jugo clarificado

t LJt

JI'·

J- _l

.t:.

snJ

V ·lJ\Iutlt\' ( \\ \;,,[ IF / ,;CJ

11'Su.\· -

l)

110.7)

··!ación entn:: d tiempo de residencia de los lo-

~ el ~;

10.11 Los clarificadores modernos tipo SRI generalmente se diseñan para tiempos de residencia de 20-45 minutos, mientras que los anteriores diseños (Dorr, Graver etc.) tienen tiempos de residencia de 2 Y2 a 3 horas, aunque en una unidad RapiDorr modificada por Scott (l988) el tiempo de retención se redujo desde más de 1 h hasta un promedio de l.! h (durante cuatro años consecutivos a la modificación). Para una buena operación de los clarilicildores rápidos se requiere contilr con sistemas confiables para la preparación del sacarato de cal (o lechada). preparación del f1oculame, homogenizución del nujo de jugo y control de pH y temperatura en el tanque flash. La operación del tanque tlash desaireildor es particularmente critica debido a que estos sistemas carecen de un sistema efectivo para la remoción de las espumas de escoria.

10.4.2 Tiempo de residencia El tiempo de residencia en los clarificadores usualmente se reporta en términos del tiempo de residencia volumétrico l. es decir el volumen nominal

del clarificador V dividido por el flujo voilunJétrÍiCo. de jugo alimentado al clarificador. que C01TeSpo 1 1 cte: a la suma de los flujos volumétricos de jugo crudo (ti mezclado) liRJ y jU!.!O filtrado reciclado li~Fillr"· . '-

r

V

( 10.3)

Sin embargo también existen dos tiempos de residencia a considerar, a saber el del jugo clarificado (volumen operacional arriba de la interface jugo~ lodo dividido por flujo de salida de jugo clarificado) y aquel currespondiente a Jos lodos (volumen np¡;r¡¡. cional bajo la interrace jugo-lodo dividido por nujo de salida de lodos). El liempo de residencia del jugo clarificado 1'o está dado por: rcJ =V.

1-q . ,\!"drv

OllA)

VCJ

donde V es el volumen operacional total del dari!icador. qMullrv es la fracción de volumen opcmdonal bajo la interface del lodo y \ic1 es el tlujo volurnCtrico del jugo clarificado. El tiempo de residencia de los lodos espesados, T,\ha! está dado por: (I05t

0

Los aspectos relacionados con el diseno de tanques flash son abordados en la Sección 9.6. Se deben tomar precauciones para: Asegurar la temperatura de equilibrio y una baja velocidad de descenso suministrando suficiente área de sección transversal; Proporcionar venteo adecuado para asegurar que el tanque flash opere siempre a presión atmosf¿rica; No dar oportunidad para que se presente reincorporación de aire; Contar con rebosadero que permita redirigir el jugo hacia un tanque amortiguador en caso de que la descarga se tapone; y Minimizar la acumulación de arena adentro del tanque flash.

tiempo dt.: residencia del jugo clarificado por:

que procesa 700 m 3/h de jugo ha sido presentado por Steindl (2001 ), el cual se muestra en la Figura

273

10.4.3 Tanque flash

10 Clarilicacitin

f/.\lndl\' ( 11\".LF / 11 's,,r (

])

(10.8)

1- tf\!u.JIV)

Mientras que la consistencia de los lodos es relativamente constante ( '''so,lJF típicamente de 5 a 7 % para clarificadores industriales comunes) Y la fracción del volumen operaciunal de los lodos es también relativamente estable (ej. -0.35 para clarificadores SRI), el valor de wSo.F puede variar ampliamente, desde rifrJs tan bajas corno 0.3 l}, con un jugo limpio libre de suelo basta por encima de 1.5 % para jugo cargado de suelo con sólidos de lodo recirculados desde filtros. Por t:jempln, si qMud/V es 0.33 Y H-'su.uF es 6% el tiempo de residencia del lodo con un \1's F de fl.5 ~;}será -5.5 veces respecto al tiempo de re~i'den­ ciadcljugo clarificado. Pero en caso de tener sólidos de suelo presentes en el jugo incrementando 11'so.F hasta 1.5 t;;,, el tiempo de residencia del ludo caerü hasta 1.5 veces con respecto al tiempo de residencia del jugo clarificado.

10,4.3 Tanque flash La dosificación de Jioculante diluido y madurado debe efectuarse sobre la línea de suministro de jugo inmediatamente a continuación del tanque flash {desaireadnr). y verificar la temperatura para asegurar que la mezcla airc/guses disueltos haya sido removida. Esto nomwlmentc requiere llegar al menos 3 oc por encima de la temperatura de ebullición del jugo (-1 03 oc a nivel del mar) que entra en el tanque flash.

10.4.4 Pruebas de sedimentación discontinua Si se asume que la carga eléctrica de las partículas es despreciable, entonces la velocidad de sedimentación está dada por la ley de Stokes:

g·(p,,-p,) d,.' 11,

(10.9)

IR·¡.t

donde: 11 velocidad de sedimentación, igual a velocidad 1 terminal en m/s, dP diümetro de la partícula en m, Pp densidad de las partículas sólidas en kg/m\ p densidad del jugo líquido en kg/m 3 , 1 Jl viscosidad del jugo líquido en Pa · s. La velocidad de sedimentación de las partículas floc depende del diámetro efectivo de la partícula, la diferencia de densidad entre la partícula y el jugo y la viscosidad del jugo. Los factores más importantes son el tamaño y la forma de las partículas. La forma tiene una fuerte intluencia sobre la diferencia de densidad efectiva {pl'- p 1 ). Steindl et al. {1998) encontró que las partículas pequeñas tienen una mayor densidad que las partículas tloc más grandes. Partículas pequeñas de 1 mm mostraron una diferencia de densidad (Pp- p1 ) de 12 kg/m 3 • la cual se redujo hasta 9 kg/m 3 para partículas de 2m m y hasta 3 kg/m 3 para tlocs de 10 mm. Esta información fue utilizada para el modelamiento CFD del jugo y las pmtículas de lodo en los clarillcadores.

Figura 10.12: Equipo para pruebas de sedimentación discontinua en uso

En la práctica el desempeño de clarificadores SRI e incluso de clarificadores tipo mullibandeja se puede predecir a parlir de simples pruebas de sedimentación discontinua (de jarras) realizadas usando jugo de alimentación del clarificador.

Para esta prueba se tiene un equipo '""D•:la,,¡, ponible (Figura 10.12), el cual incluye un con calentamiento de aire y tubos de se·unne¡11 ,, de 500 mL ó 1000 mL. contando con una ¡ ción graduada e iluminada apropiadamente Se toma una muestra de 1 L de jugo de mentación del clarificador, la cual se vierte vaso de precipitados (beaker) que contiene el !ante (en solución 1g/kg) y luego se llevu a los de sedimentación hasta la altura indicada. La de la interface del lodo se registra a los 0.5, 1.0, 3.0 minutos y luego con menor frecuencia . el nivel deja de cambiar. Para clarificadores . la velocidad de sedimentación inicial 11 (¡ determinada u partir de estos resultados. utííiLi'antlo gráficos como se ilustra en la Figura l 0.11 para un tubo de 400 mm, la veloddad ini¿;;l de dimenlación 11 0 es 200 mm/min. En la zona de espesamiento de lodos del cador el mecanismo de sedimentación es i pasándose u una sedimentación reducida y 1 dimentaciún con compresión, que presentan dades de sedimentación sustancialmente m
100 ~

90

~

o o

E o

o>

"'

80 70

o E

8 o

60 50

~

3

"'o

40

o

o

30

-ºo

20

Figum lll.l3: Gníiico para el anúlísis ck ln5 resultados de prueba de sedimentación dli;c•nnt•
~

~

o o

E o

g

In ¡·ed•tiCI', 0.,. puede ser estimada a partir dd trazado 1

líneas. como por ejemplo la tangente a la

dr sedirnenwcir'in cuando se cruza det~nnina­ :iil~altora dd indo (ej. el doble de la altura {mal del

Capacidad de los clarificadores li¡JO multibandcja. Hugot • é>,llR•\:4451 prepan'i una lista con la capacidad en-

< =~:'::·,~;:,.':·;''¡'',,:losen clari!lcadorcs multibandeja que diferentes regiones productoras

;~---

1

•·····¡J¡¡ai.Úettr. Estas varían desde 2.1 a 3.8 m /(t · h-

1 )

..•. ·.hmlnn!S que se aproximan al tiempo de residencia en h) . .lulicnne y Monroccftio ( 1996) dieron

''"'""'""que la <:apacidad instalada de los clari!ien SurMrica se redujo desde 3.3 hasta l.ó • h-1)

durante el periodo mmpremlido entre

V j()l)5.

E~to se debió a la introducción de los clari !ka~ SR! y a urw mejor utilización de la capacidad clarificadiJres multibandeja. L1 capacidad :nron!Cdio instalaUa en nuevas unidades multibande•' • •,, .,,, alrededor de 2 y varía en un rango de 1A a . h-1).

l(!Cnlizadas.

~

.,~

·¡Jtun.l Ji na! del lodo. La tasa de sedimenta-

El tipo de mmli!lcaciones de los clarificadores UlllltiiJim•dein dcsnito por Scott (1988) permite rela capacidad instalada hasta por debajo de 1.5 h- 1¡. Es claro que el factor más importante en 'cl.<Jise;fin de clarilie
o

""o

Longitud del

10

mm: pnr lo

o

o

0.5 Tiempo de sedimentación en min

275

10.4.5 Capacidad de los clarificadores

10 Clarificación

-400 mm: inicial des. cdimcnWCI 00 110 = ~00 mm/m in

No obstame. el úrea de sedimentación de los se puede expresar mejor en términos ·.···.:. -·"""'interna de la sección de corte horizontal del ihlrificadlor, multipli<:ada en el caso de clarificadores lll!lltíiJandeja por el númeru de compartimientos. ·.la distínc'ÍIÍln que se hace con respecto al núme;':,.ÍlJdetolnoartími<>'"''" permite considerar el espacio el lodo. el cual es proporcionalmente .{ ~!lYOtramedi<Ja •lJUC se reduce el número de comparLa calidad del jugo a ser clarificado tam. JUega un papel importante. observándose que dan jugos refractarios se requiere disponer

de una mayor úrea de sedimentaciCm. Los diseñadores del RapiDorr supusieron en 1955, antes de que se generalizara el uso de floculantes, una velocidad de sedimentación de los jugos muy baja y diseñaron para un tiempo de residencia del jugo clarificado de 1.7 h. Las mejoras posteriores han permitido operar muchos de estos clarificadores con un tiempo de residencia igual o menor a 1.5 h, logrando incluso llegar a reducirlo hasta 1 h. Cuando el jugo es refractario (ver Sección 10.5.3) o contiene una gran proporción de materia sólida suspendida puede ser razonable mantener el jugo en el clarillcador durante más tiempo, aunque debe evitarse exceder un tiempo de residencia de 3 h debido a problemas de inversión. El tiempo de retención puede variar de acuerdo al tipo de técnica de encalado utilizada, pues algunos métodos resultan en menores velocidades de sedimentación del jugo o reacciones en el jugo mús lentas, requiriendo mús Liempn que con otros métodos. Debido a los patrones de flujo no ideales de los clarificadores rnultibandeja. la velocidad vertical de subida del jugo utilizada pura el diseño es una fracción sustancialmente menor de la velocidad inicial de sedimentación 110 frellle a la fracción de 0.5 utilizada en el diseño original de los clarillcadores rápidos SRI. Tomando mmo ejemplo una fracción de 0.1, el úrea de la sección transversal A en rn 2 requerida como mínimo en las bandejas de sedimentación de un clarificador multibandeja puede ser calculada a partir de: ¡\

1000 (

0.1 ·u,,.60

) · \~·¡ = [ 67 · '~·J 1110

(10.101

donde \f.CJ CS e\ flujo de jugo clarificadO en m 3/h y u es la velocidad de sedirnentaci6n inicial obteni0 da con la prueba de sedimentación discontinua en mm/min. Para un clarillcador de cuatro bandejas RapiDorr de 9.75 m con -0.67 del volumen por encima de la imerface jugo-ludo. flugot (1986:311 ) sugiere que el volumen requerido es 467.2 mJ para un úrea total de bandejas de 299.1 m 2• El tiempo de residencia del jugo clarillcado podría ser calculado como (167 ·110 --l • 0.67 · 467.2/299.1) = 174 u0- 1 horas, aproximadamente el doble con respecto al clarificador SRI original.

1/eji:rellcias prig. 285

Clarificadores tipo SRI y SRT. Con la tecnología original de Jos clarihcadores SR!, diseñados para un tlujo verlical hacia arriba con la mitad de la velocidad inicial de sedimentación que se obtiene de la prueba de sedimentación discontinua. en el banco de probetas. el área de la sección transversal A en m2 puede ser calculada a partir de: A

10.5.2 Control del nivel y consistencia del lodo

1O Clariflcaciún

276

lODO

( 0.5·1111 • 60 )

.

.

·Vu =33.3·\lcJ/110

Tiempo de resídencia en minutos

IRO 40

pH del jugo 1

Operación de la estación de clarificación

10.5.1 Operación de clarificadores Es deseable que el jugo sea distribuido enu·e los diferentes clarificadores proporcionalmente a sus respectivas capacidades. Para esto, el jugo se lleva normalmente hasta un tanque de distribución que está provisto con un número de rebosaderos igual al número de clarificadores disponibles.Durante la clarificación en clariflcadores multi-bandeja. el pH del jugo se reduce en aproximadamente media unidad. Esta caída es m<Ís marcada en Jos compartimientos del fondo que en los de arriba. La caída de pH es menor en clarificadores de corto tiempo de residencia. En los clarificadores ocurren pérdidas por invcrsi6n significativas. que se incrementan a valores

del lodo

(medido a 20 ,

0.19

bajos de pH y con mayores tiempos de Para un jugo a 15 Brix y 100 "C. la \fukm• ( 1965) ha permitido preliecir las inversión presentadas en la Tabla 10.3. La de sacarosa e;;. sacarosa en jugo L. ha sido en la ecuación 10.12, donde el pH a la de operación se estima substrayendo 0.009 1 "C en que la temperatura de opcraci(Jn temperatura de medición del pH:

L=

Control del nivel y consistencia

1

(10.11)

Por ejemplo, para u 0 = 200 mm/m in como se obtiene en la Figura 10.13, el área de la sección transversal requerida por m 3/h de jugo clarificado para una fracción de diseño 0.5 es 33.3 · 11 0~ 1 ::::. 0.167 nr'-. Para un clarificador SRI típico. diseñado con una altura de operación del jugo (arriba de la superficie de separación jugo-lodo) de 1.5 m, el tiempo de residencia del jugo clarificado de diseño sería entonces 33.3 · u0- 1 • 2.5 = 83.3 · 110- 1 = 0.42 h. Aunque el volumen para la clarificación en los clarificadores SRT es relativamente pequeño, el espesamiento de los lodos ocupa una fracción importante ( -0.33) del volumen del clarificador. Con un flujo de lodos alrededor de 4-6% del flujo de jugo. el tiempo de residencia del lodo será 4 a S veces respecto al tiempo Ue residencia del jugo darihcado. En el banco de probetas para pruebas de sedimentación se ha podido observar que el lodo se espesa y compacta muy lentamente.

10.5

Tabla 10.3: Pérdidas por inversit'm de sacarosa catlores en g por 100 g tlc sacarosa en jugo

r. e(-l.:w:-..1-2 2'J'I-I·plhO.ll·l2 1)

donde 1" es el tiempo de resiliencia en el en min, pH es el valor del pH a la tennoc:ratt" operación del clarillcador y tes la tenlp<:ratum di a del jugo en el clarificador en oc_ Las pérdidas por clarificación del jugo por Sclu"!ffler (200 l) son mayores en ¡ mente 50 % frente a aquellas presentadas en 10.3, lo cual se debe a que fué utilizado un valor de corrección de pH por temperatura. AUicionalmente. también LKurre cierta posición de azucares reductores. Honig ( 1 mó que esta pérdida de azucares reductores dor de 1 9(_, por hora a toO con un pl-l-7, hasta 3 % por hora si el pH se aumenta hasta Existe la tentaci6n de incremenJar el bandejas existente (y por lo tanto la clarificadores multierapa mediante un i mímero de bandejas y la reducción de la los compartimentos de bandejas. Esto sin está limitado en la práctica por los ' 1 espacio para inspección y mantenimknto. ' mente no se pennite que la altura por inferior a 600 mm. El compartimi~nlo de fondo es más alto. con umt altura de 2 a J pecto a los compartimientos intermedios. Al la zafra. es deseable cubrir toda la supedicie del clarificador con una pintura resistente a la de jugos fermentados. Las superficies deben varse secas hasta el inicio Ue la siguiente

oc

del Jodo en los clari!lcadnres es difícil debido a que no existe una clara interface do v el jugo claro. En lugar de esto se enJo • . ., . unll zona de transtcton que llene un espesor rvlucbus clarificadores SRI cuentan ventanas de vidrio sobre la pared del 0 las cuales permiten apreciar visualmenoperativo de los Indos. La opernción del de remoción de lodos es entonces regulada eradtJr buscando mantener el nivel de los lovalor deseado. Se han empleado varias los operaJores. incluyendo el drenaje de , duran le cierto periodo de tiempo, en com. con el sostenimiento de un nivel constante receptor de lodos. sensores de rellcxión o transmisión Ue luz [o!!mdo ser efectivos para detectar el nivel - los lodos. Mulla ( 1976) empleó sensonivcl ultrasónicos. suficientemente sensibles la diferencia entre las densidades del del lodo. cubriendo un rango de operación del Jodo en el clarificador y utilizando un de acción gap para operar la bomba de Indos. de que sea requerido bombear los lodos, bombcu debe ser tan delicada como sea ·¡ · prevenir el rompimiento de las frágiles tloc. Deben evitarse los elevados es fuer! característicos de bombas centrifugas u través de tuberías estrechas u orificios de Las bombas de desplazamiento positivo de bombas de diafragma son las mds aceptadas aplicación. En numerosas instalaciones de · multibanJeja fueron instaladas bom~ !Ípo diafragma. pero muchas de estas reemplazadas debido a una corta vida útil y costo de remplazo de los diafragmas, así nocivos efectos sobre la calidad del jugo tiene la ruptura del diafragma. Varias a sistemas con bombas sin diafra!!ma descritas (Pl/{ldock v 011illlm 1975).~Pnr Mufler ( llJ76) infn~mÓ sobre el uso exiun dispositivo soplador accionado neumtítipara ele\"ar los lodos desde la salida de los tanque de distribución para

277

La <.:onsistencia de los lodos que salen de los clarificadores está determinada por las características Ue espesamiento del_jugo. la configuraci6n para barrer y espesar ellolio en el fondo del clarificador, el tiempo de residencia en la zona de espesamiento y el nivel operacional de la superllcie de separación jugo-lodo. Un nivel muy bajo de la interface conduce a obtener un lodo "'ftojo'' (aguado). El f1ujo de lolios del clarificador se comporta como un !luido plástico Bingham cuya viscosidad efectiva está correlacionada con el contenido total de sülidos insolubles (incluyendo a la flbra del bagacillo). Esto sení discutido en la Sección 11.1.1. Sin embargo, normalmente se analiza como el contenido de sólidos en el lodo, independiente de la fibra. En casos donde, como alternativa para la operación de la estación de filtros. las mallas de coLado del jugo se ajustan para dejar una cantidad sustancial de bagacillo en el jugo, el contenido de fibra debe ser medido y sumado para obtener el contenido total Ue sólidos insolubles. Para sistemas con contenido de suelo relativamente bajo se ha encontrado en tres fábricas Australianas (Noble y Brotherton 1978). que los sólidos en el lodo del clarillcador (y la alimentación de filtros) son en promedio 6.1, 5.05 y 4.55 %. Los aumentos del contenido de suelo del campo en el jugo crudo debido a cambios en las prácticas de cosecha en años recientes han incrementado la fracción de lodo obtenida a partir del jugo, pero su efecto sobre la consistencia (sólidos% flujo de lodo) no ha sido investigado debidamente. El contenido de sólidos de lodo en el jugo desaireado de alimentación es relativamente bajo (0.3 a 0.4 % en fábricas con defeca<.:ión y un puco mayor en fábricas Clll1 sullltación) con jugos libres de suelo, pero valores hasta 5 veces más elevados han sido registrados en una ftíbrica Australiana (Steindl 1998), con consecuencias perjudiciales al incrementar la fraccitín de lodos producida y la carga sobre la estación de filtros.

10.5.3 Ácido fosfórico y otros aditivos Se ha demostrado que la clarificación del jugo es más fácil a medida que se incrementa la cantidad Ue ücido fosfórico en el jugo. Desafortunadamente ciertas variedades de caña producen un jugo pobre en ücido fosfénico. el cual resulta difícil de procesar. Estas son las cañas que se han denominado como ·'refractarias". Los cmTespondientes jugos pueden

278

10.6.3 Preparación y adición del Jloculantc

1O Clarificación

ser mejorados mediante adición de ácido fosfórico en una cantidad proporcional al déficiL El ácido fosfórico está disponible comercialmente para su uso en fábricas de azúcar como una solución líquida, mientras que otros fosfatos se encuentran disponihlcs en forma de polvo o pasta. En algunos casos se emplea superfosfato ordinario o fosfato dicúlcico. Estos materiales contienen 30 a 60 g P ~0/ 100 g y pueden ser adicionados utilizando un aplicador de sólidos secos o t:omo una solw:ión líquida de 12°~15° Baumé. El fosfato adicionado al jugo precipita parte de los coloides y de la materia colorante. El precipitado formado con la cal es primordialmente fosfato tridlcico. La cantidad de ácido fosfórico a adicionar cambia dependiendo de la variedad de caña y circunstancias partimlares. En general se requiere tener por lo menos 200 mg P:P/kg jugo para lograr una buena clarillcación. Toda aplicación de fosfato adicional debe ser realizada antes del encalado. La adiciún de úcido fosfórico permite clarificar mejor los jugos refractarios y por lo tanto es un mejurador efectivo del proceso de clarificación.

10.5.4 Liquidación Durante los paros cortos programados en fábrica (<14 h) los clarificadores multibandcja generalmente se dejan llenos. Con el objeto de reducir las pén.lidas por inversión del jugo caliente, se considera una buena prüclica elevar el valor objetivo de control del pH y reducir los niveles de lodo en el clarificador Jurante varias horas antes del paro. No obstante, las pérdidas por inversión son significativas (la pérdida estimada a 96 "C. 7.2 pi-l. Jurante 24 h de almacenamiento es 2.1 lif_,) y el color del jugo almacenado se incrementa apreciablemente (el incremento de color estimado para las condiciones de almacenamiento anteriores es 20 S"f'). La liquidación completa de los clarificadores puede ser efectuada sólo una cuantas veces durante la zafra en las paradas más largas. Durante los periodos de liquidación es posible realizar una limpieza minuciosa al interior del clarificador y efectuar mantenimiento esencial para bombas de lodos yaccionamientos. Debido a que los clarificadores SR! y SRT tienen volúmenes de jugo relativamente pequeiios. es posible realizar una liquidación completa de estos

clarillcadores durante paradas cortas ''"''"'"~-• generando menos disturbios sobre el mantenimiento y la limpieza pueden ser dos müs regularmente, permitiendo evitar e medida pérdidas de azúcar por inversión V n , mas de generación de color por
'

10.6

. . nto, Lodo

Floculantes y sistemas sificadores

279

La turbiedad debida a coloides que no se logren capturar u otras partículas es muy indeseable y llevan a una baja filtrabilidad del azúcar. Una adición pobre de floculante, un mal diseño del clarificador o un mal control del encalado pueden conducir a una turbiedad elevada. Provisto que el mezclado inicial sea ~atisfactorio, una suave agitación posterior no es pe~judicial, pero si la agitación es demasiado vigorosa puede causar daño a los llocs y resultar en un deterioro de la calidad del jugo clarificado y de la velocidad de sedimentación de los flocs.

10.6.1 Tipos de floculante Los floculantes usados más comúnmente clarificación de jugo. así como para el miento de la alimentación de filtros, son tos de poliacrilamida parcialmente hl(iJroliiztl(los, ¡!Jl' cuales son del tipo aniónico. Los lloculantes catiónico tienen una aplicación mucho nuís ¡ da, principalmente como decolorantes en de flotación de jarabe/meladura (sirope). discutidos en la Sección 10.6.5. Considerando los lloculantes de tipo los polímeros de poliacrilamida parcialmente !izados tienen una unidad que se repite y forma cadena larga de muy elevado peso 1 que 10 7 ).

---tCH,-CH:J-----tCH,-. CH::rl x '· 1 CONH 2

1 COO. Na'_y

En la composición del lloculante, enlaces Dct>Siona enlaces del grupo -COOH (ó -COONa). 1 que .res la fracción de enlaces -CONH:_.

10.6.2 Reacciones físicas en la ción La fonnación de tlocs de jugo de caña se en el Ca/PO .f):;_ y la proteína. La dcnsida~ . es afectada por efectos de la carga superfJcl
que las cadcrws en solución tienen generaluna carga negativa y se encuentran desenlapern presentan también ocasionalmente
I{J.I-L La eficiencia de los !loculantes aniónicos depen>·"'""'" peso molecular y del grado de hidrólisis. vadifen.•ntcs jugos. Un grado de hidrólisis de 20 a 30 q, es razonablemente efectivo, moleculares en un rango de 4 a 12 · HY'. Los llnculantes son activos en el jugo a niveles 2 y 3 mg/kg: jugo. Mayores dosis son aplicapara el tratamiento del lodo de filtros. Un uso '"'"""'de lloculante puede causar atTastres y baja fillrabillid:Jd del azúcar. La !loculación ha sido descrita por Crees et al. como una reacción de dos etapas. donde el C.PIÍniCrna;nconsistc en la captura de partículas indicn micro- !loes. para luego en una segunda aglt)l\leradas formando rnacro-flocs que se sedimentar relativamente rápido. Las polia' 'nlarnidas de mayor hidrólisis son más eticientcs en -,,Jrlprim
'~""''''"

10.6.3 Preparación y adición del floculante Los lloculantcs de poliacrilamida de alto peso molecular en forma de polvo necesitan ser disueltos homogéneameme (usando un eductor o sistema venturi) antes ser adicionados a un condensado que sea limpio y frío (<50 oc). Las aguas crudas que contienen iones multivalcntes Ca++, Fe++ y Al+++ son perjudiciales para la estabilidad dellloculante. Para contrarrestar reacciones de degradación se debe adicionar soda cüustica o bicarbonato de sodio ajustando el pH hasta por encima de 9.0. En el tanque de dilución debe instalarse un agitador de aletas de baja velocidad o un anillo de tubo con orificios "generadores de burbujas de aire" alrededor de la base interna del tanque (no deben emplearse agitadores de alta velocidad). El tanque debe ser fabricado de acero inoxidable o plástico, o en caso de ser de acero común deberá estar recubierto para prevenir la disolución de hieno en la solución. La dilución inicial no debe sobrepasar Jos 5 g/kg solución debido a que la viscosidad a mayores concentraciones es muy elevada. La solución concentrada se Jebe alimentar por gravedad a un tunque de dilución müs grande, también provisto con un generador de burbujas de aire. para una posterior disolución hasta un rango de 0.5 a 1 g/kg solución. El noculante se debe ''madurar" alrededor de 2 h antes de que pueda ser aplicado y deberá ser preparado continuamente en tandas que cubran no más de 8 h de producción para evitar la degradación. Las líneas para la transferencia y dosi!i.cación deben estar provistas con filtros de malla 20 a 28 de acero inoxidable para prevenir taponamientos debidos a terrones de !loculante que no hayan sido co-

10 Clarificuciún

::!XO

rrcctamcnte empapudos y resistan la disolución, representando pérdidas de producto. Para reducir aún más la concenu·aciún del fioculante, se puede usar una diluciún en línea con jugo clarificado reciclado inmediatamente antes de que éste sea dosificado en la alimentación del clarificador. La dosillcacilin dellloculante diluido y madurado se debe realizar en la línea de suministro de jugo inmediatamente después del tanque flash. tan cerca del punto de alimentación del clarificador como sea posible. La dosillcación se efectúa empleando una bomba dosificadora de cavidad progresiva, dado que las bombas centrifugas, de diafragma. peristülticas, e incluso de pistones. crean fuerzas cortantes suficientemente grandes para destruir la mayoría de las moléculas de lioculante que han sido cuidadosamente preparadas - físicamente estas son bastante largas y frágiles y deben ser protegidas. Con la tecnología SRI de clarificación como ha sido mencionado por Sleindl ( 1995). se preparan soluciones de modernos lloculantes anióni¡,;os a con!.:entraciones por debajo de 1.5 g/kg para evitar la formación de semi-geles. Se considera esencial por lo tanto tener la mayoría del agua en el tanque de mezdado antes de la adición del tloculante sólido. El Jioculante en fonna de polvo seco se debe dispersur rúpidamente en el volumen de aguu evitando la formación de terrones. Las tandas iníciales son preparaJas cada 4 a 8 h utilizando un dispersor de suc!.:ión para la adición del polvo. seguida por agitación por hurbujeo o con un agitador de aletas lento en agua limpia por debajo de 50 La solución se transfiere entonces a un tanque dosillcadnr a través Je una malla (para remover terrones). Una bomba dosilicadora y medidores de agua de dilución son utilizados para preparar una solución entre 0.25-0.50 g/kg. la cual se distribuye entre los punto de entrada de los distintos clarillcadores.

ac.

10.6.4 Pruebas de floculantes La simple prueba de sedimentación discontinua usando un gabinete con aire caliente y tubos de sedimentaci6n de 500 mL ó 1000 mL (Sección 10.4.4). puede ser utilizada para una rápida evaluación de diferentes tipos y dosis de lloculantes.

Una muestra grande de jugo se toma de] t· llash. la cual se transllere a un vaso de (beaker) que contiene el Jlm:ulante y"""''""'" La comparadón de los valores de velocidad i de sedimentación (u0), turbiedad del jugo y llnal de lodos puede ser utilizada como guía terminar el tipo y dosis de tloculante müs

preparación del dióxido de azufre . , ··do de anrfre se prepara a partir de azu. . . . ¡ el cual es summrstrado en forma de .renwn t•1 • •• •1s ba 1TaS o !.:Ilmdros. El azufre para .fre t~oopeq 11 e, 1-1•· . . . poh. . , ·rzticar (kbe cumpl1r con las siguientes

EI J1oxr

f§!JncJJS (1e. ' ., .. "~"'

10.6.5 Floculantes catiónicos Los lioculantes catiónicos no han sido mente utilizados para la darillcación de jugo, que se usan bastante en la reducción de · cesos de fosfatación de meladura. Algunos de color tienen cargas negativas (es decir· El precipitante catiónico atrae al color · ¡ y fonna un escudo hidrofóbico alrededor del rante. Mayores detalles se presentarán en la

14.6. Información reciente sobre su uso en con polímeros aniónicos asevera una reclucci
10.7

~81

10.7.1 Preparación del diúxido de azufre

Sulfitación

La sullltación es el proceso más difundido para el mejoramiento de la clari ficadón básica por defecación. La ac!.:ión del dióxido de azufre (SO,l sobre el jugo pennite eliminar parte de la materia ¿o]or.lllte (una propiedad !.:omún a todos los úcidos) Y rcdu· ce a compuestos incoloros las sales fénicas que han sido furmadas por contacto con los molinos. tanques y tuberías.

·,l.lC'!ClllllLS.

'

Htm1cdad Cenizas . . ... cj·¡s bltU11l!llOS,lS

sus!llll '.

;\rsénico

menor a 10 menores a menores que 2.5 menor a 0.5

g/kg g/kg g/kg g/kg

.. ,·,do de azufre es un gas que resulta de la com-

El d¡O.

.

bustión del azufre:

S+Dz--1 S02

La cnmhusticín se desarrolla a una temperatura de JÓ3 "C. Cada parte Je azufre requiere una parte de oxú::eno en una reacción exotérmica que libera 92~0 de azufre. Con la cantidad le{Jrica de aire (conwnido de oxígenn en fracción nuisica de 23.15 %, lfacción volumétrica 10.84 %) la masa de aire requerida sería 4.3 veces la masa de uzufre y el máximo contenido de dióxido de azufre en los gases de rombustión repn:scnta una fracción volumétrica de }l ~f.. Normalmente se opera con un exceso de aire de Jlrededor de 60 l,·(· y los gases contienen una fracción volumétrica de 12-1 (j lit·. con un promedio de 14 sr. En presencia de agua. el azufre quemado proDuce anhídrido sulfúrico S03 en lugar de anhídrido sulfuroso SO.,. Al reaccionar con agua. el SO, forma inmcdiatarneÓte ücido sulfúrico, el cual puede causar corrosión de las tuberías. Adicionalmente este forma sulfato de calcio (CaS0.1) en el jugo, el cual conduce aun incremento del contenido de calcio en el jugo. incrementando la velocidad de incrustación en los equipos intercambiadores de calor. Por lo tanto se debe evitar introducir agua en los hornos o torres de sulfitación y e! aire de combustiún deberá secarse ~iempre. Frecuentemente. para este propósilo, el aire 5ehace circular sobre cal viva, la cual tiene gran afinidad con el agua y absorbe la humedad del aire.

uJk!!

10.7.2 Hornos de sulfitación Los hornos o estufas de sulfitación antiguos solían ser de tipo bandeja. donde bandejas a manera

de cajones se deslizan sobre guías adecuadas (Hugot 1986:408 ). Para un óptimo desempeño. el área de las bandejas en una esmht de sulfitadón deben proporcionar una capacidad de 19.5-24.5 kg/(m~ h) azufre. En caso de usar aire comprimido. el requerimiento de aire se puede estimar en 6.2 m 3/kg: azufre . suponiendo condiciones del aire estündar. Actualmente existe una tendencia de reemplazar a las estufas de sulfltaciún de bandeja con hornos rotativos. los cuales son más ellcientes. Los hornos rotativos de sulf!tadón utilizan tiro inducido. El uso de alimentación mecünica permite asegurar una operación continua. Los mejores resultados se obtienen usando azufre de elevada pureza (99.6-99.9 g por lOO g). El azufre se funde o derrite por su propio calor de combustión en el cilindro rotativo, exhibiendo una gran superficie para su combustión a medida que gotea a través del aire. El aire se pasa a través de un anillo de cuello ajustable y una camisa antisublimación en la conexión entre el tambor rotativo y la cümara de combustión. que es un !.:ompartimiento de hierro fundido o ludrillos refractarios con batles, donde se completa la oxidación del azufre y el mezclado con el aire de dilución. En la Figura 10.15, se presenta una instaladón de alimentación manual. Un gas homogéneo (5-16 % S0 2) libre de ácido sulfúrico se suministra al aspirador de la sulfitadora, por medio de una cámara de sublimación y un conduelO enchaquetado con agua de refrigeración. La tempecon 260-1X8 a la ratura del horno es 320--349 salida. La temperatura a la salida no debe exceder 299 dado que esto puede causar sublimución. Luego del enfriador. la temperalura del gas debe caer hasta Estas condkiones de diseun rango de 100 a :105 ño permiten condensar cualquier parte de azu!i·e que se haya sublimado y enfriar el gas sulfuroso antes de que enlre en contacto con el jugo. Existen algunos métodos nuevos para la generación del SO~. Actuulmente en la India se usan ampliamente q~emadores de película que usan azufre fundido líquido en tubos enchaquetados cnn vapor y un sistema de aire presurizado. El suministro de aire es algunas veces deshumidi fkado con un sistema de refrigeración. Los quemadores de azufre fundido permiten controlar más fácilmente la dosificación del azufre, pero tienen algunas desventajas en !.:llanto a costos iniciales y el consumo de vapor vivo de alta presión. El quemador de azufre sueco Celleco SBM-250 tiene capacidad para la combustión de 5 t/día, pero presenta una relación de reducción en

ac.

oc

ac,

ac.

Ntfercndas f11Íg. 285

182

1O Clari licación

la operación de 20: 1, reduciéndose hasta 150 kg/día. Normalmente es operado entre 115~ 121 kPa, peru también puede funcionar efectivamente a mayores presiones.

10.7.3 Uso de dióxido de azufre líquido anhidro En las fábricas de azúcar de remolacha el S0 2 se utiliza en algunas ocasiones de forma líquida. Este se suministra comprimido en cilindros. tal como en el caso del oxígeno, u preferiblemente en recipientes más grandes que permiten reducir el peso muerlo y el costo de retorno de los contenedores. ademi.Í.s de evitar una continua manipulación. La sulfitación con so2 líquido se logra fácilmente introduciéndolo en la línea de jugo, a la salida de la bomba centrifuga que impulsa el jugo hacia los liltros. El uso de S0 2 líquido ofrece varias vent<\ias: Se elimina la compra, la inconveniencia y el mantenimiento del equipo de sul!itación. Permite una mayor economía de azufre, En una fübrica de azúcar de remolacha se enwntró que la pérdida de azufre fué menor en -30% cuando se utilizó so:! líquido, aunque la proporción en~ tre sulfatos y sulfitos fué similar.

Figura 10.15: Horno rotativo para combustilín de azufre

1O. 7.5 Equipos de sullltación

Las principales desventajas son: Se requiere un calentndor para vaporizar el líquido; El costo del S0 2 líquido puede si:r 4 precio del azufre; El SO~ líquido es un gas tóxico licuado, Existen varios requerimientos de ,e1,u 1-10,,1 hacen los costos de capital bastante ',J con una demanda continua de mamcnin1•1,. . ~nto entrenamiento.

10.7.4 Consumos de azufre y de cal La cantidad de azufre consumido tlepcnde procedimiento de clariflcación adoptado. ¡¡1 ticación de color del azúcar. la acidez linal ¡ y de la cantidad de cal adidunada durunte la ción. Cuando se practica únicamente '"'""'""'" jugo, el consumo de azufre está entre 250 y kg de caña. Si se realiza sullltacilin tanto del u como de la meladura, es posible alcanzar valores altos como 900 mg/kg caña. El consumo de azufi'e tiene relación directa el consumo de caL Para un valor dado del pH 1 del jugo, se puede considerar que cada kg de· utilizado COJTesponde a un consumo extra de ! ,8 de Ca O. En casos donde se utiliza una dosis de· fre elevada, parte del exceso de S01 se libera en tachos y tiene como efecto una acidi!kaci6n de respectivos condensados, los cuales se tienen tratar entonces con cal para mantener un pH En la India se consumen entre 600 y 900 mg :r frc/kg caña en las fábricas de azúcar que azúcar blanco. Los mayores vnlores est:ín ·i con sullitación de meladura y con la producción granos de azúcar largos ("bold gmins'') · lre,ue
Los gases que abandonan la chimenea de las su!~ tlwdorns de jugo no deben contener müs de 0.5 c¡'¡-; La presencia de 50 2 en los gases de escape depérdida de azufre. además de que puede crear mJJlestias ambientales.

10.7.5 Equipos de sulfitación El Quarcz es un L'lJUipo de sullitaci6n que permi~ :¡e mEzclar lns gases di.' azufre con el jugo o la me~ 1;Úiura y consiste en un tanque ret.:tangular dividido en dos compartimientos desiguales y conectados. El
da a remplazar los Quarez con columnas o torres rle sultitación. las cuales permiten pres~.:indir de la immba de circulacilín. Generalmente e[ jll"O crudo fríosede· .. . , .como rocto ·'(·spray) dentro "de lar!!OS · sc.ttc
~~ques cilíndricos verticales, que pueden tener~ un

Jametro igual 0 mayor a 1.2 m y una altura de 4.5 .-m, provistos en las dos terceras partes superiores con una serie de rejillas de madera fabricadas c~n vigas

283

de madera dura de 0.6 x 1.2 m asentadas sobre los extremos. El jugo entra por la parte superior de la torre como espray y cae u través de las rejillas de madera, donde se encuentra con la corriente de S0 2 que fluye hacia ;m·iba. El flujo de gas a través del sistema se induce con un cyector de aire o usando so~ a presi6n. ~El jugo que ya ha sido sullltado se recolecta del fondo cónico de la torre con un valor de pH de 3.84.0. y se encula hasta un pH 6.5-6.8 en un tanque independiente de encalado, para luego ser calentado hasta el punto de ebuHición y sedimentado. De acuerdo ~.:on Kulkami ( 1993) la mayoría de diseños pura cncalado-suUitaciün de jugo en la India usan sistemas para la quema de so2 presurizados y dos tanques con un tiempo de residencia total de 10-20 m in. En uno de los tanques se reciben continuamente jugo, cal y S0 2 , mientras que el otro sirve para corregir y completar la reacción. La sulfitación se realiza por lo tanto continuamente usando sulfita~ dores cilíndricos que mantienen un volumen de jugo constante. Jugo caliente (75 °C) fluye continuamen~ te a través del tanque. mientras que un flujo contro~ lado de lechada de cal se adiciona constantemente al jugo que enu·a y se inyecta un flujo continuo de S0 2 presurizado sobre el líquido cerca al fondo del tanque para suministrar la circulación requerida. El su~ ministro de gas se mantiene constante, mientras que un controlador se encarga de regular la adición de caL En la práctica industrial, en muchas ocasiones el jugo es preencalado antes de la entrada al tanque de sulfitación. generalmente hasta hacerlo neutro y se mantiene cerca del punto neutro mediante la adición de cal en la sulfltación. Una buena circulación y mezclado riguroso tan~ to de la cal como del SO~ se consideran muy impor~ tantes. En las sulfitadora~ cilíndricas los mejores re~ sultados se obtienen utilizando batles de circulación curvados. Muchos diseños incluyen agitadores de aletas que rotan entre 50 y 100 min- 1 para mezclar intensamente las burbujas de gas con el jugo precn~ calado. Bisll'ns (2003) modificó el agitador del popular sulfltador de jugo N.S.I para que fuera posible adi~ cionar toda la cal en el punto de entrada del jugo Y lograr que el jugo encalado entrara en contacto inti~ mo con el gas SO~ luego de aproximadamente S se~ !!Undos. Se recomienda evitar clevadus alcalinidades ; alta temperatura o dumnte periodos extendidos por

Ucfáencios ¡níg. :285

Referencias Capítulo 1O

10 Clarilicación

las mismas razones observadas en el control de la defecación: Dichas elevadas alcalinidades resultan en descomposición de azucares reductores y formación de color. Un mezclado pobre entre la cal y el jugo pueUe producir picos transitorios de sobreencalado. Tempernturns por encima de 75 oc son pe~judicialcs y algunos prefieren no exceder 70 "C hasta que se haya efectuado el ajuste Uc pl-1 finaL para entregar jugo clarificado a los evaporadores con pl-16.9~7.0.

10.7.6 Procedimientos de snlfitación Los procesos estándar Ue sulfitación son los siguientes: Sulfitación en frío. La sullltación involucra la formación de sulfato cálcico. La solubilidnd mínima del sulfato cálcico estú alrededor de 75 "C. Esta sal es por lo tanto müs soluble cuando se halla fría que cuando está ~:aliente y por lo tanto se deposita en Jos tubos de los calentadores con la sulfitaci(m en frío. Comenzando con jugo crudo frío: Sullitaciün hasta pH entre 3.8 y 4.5; Encalado hasta pH 7 .0; Calentamiento hasta ebullición: sedimentación. Sulfitación en caliente. Para evitar las desventajas asociadas t:on el ensuciamiento o incrustación acelerado de los calentadores primarios. el proceso estándar de sulfitación ha sido modificado. Comenzando con el jugo crudo, se efectúan: Calentamiento hasta 70~~0 "C: Sulfitación: Encalado: Calentamiento hwsta ebullición: sedimentación. La sulíitación en caliente reduce apreciablemente la cantidad de cal y de S0:2 requeridas. pero tiene la desventaja de reducir la eficiencia Ue absorción del

so2• En algunos casos una parte del cnt:alado se efectlla antes del calentamiento inicial. o algunas veces este encalado parcial se retrasa y es efectuado después del calentamiento inidal. No obstante. es necesario que se logre alcanzar el mismo pH final en el jugo que va a Jos clarificadores. La rapidez de la sedimentación y el volumen de los lodos dependen de la reacción del medio en el cual se forma el precipitado. En la práctica se han notado las siguientes

diferencias entre el encolado antes de fa y el encalado después de la su(fitaciá11 : Sedimentadón de los /loes más lentT El volume~t.de lodos es mayor, est~ 'm
10.7.7 Ventajas y desventajas de la litación Al comparar los resultados obtenidos en la lica con sultitación y con defecación ordinaria pueden notar las siguientes ventajas y desventajas. Ventajas de la sulfitaciün: El lodo se sedimenta más rüpido (por mejom la capacidad de los clarilicadores). Las masas cocidas tienen menor viscosidad y cristalizan m<Ís rápido (mejor cristalizaci(ín); Se presenta un mejoramiento apreci:Jblc en colur del azúcar. Se presenta un ligero incremento en dad de las centrifugas.

Sulfitación de meladura

i i~ccihi.r a"' '" m:ís detalle en el Capitulo 14. esquema reciente para la sulfitación de meilustrado en la Figura 10.16, fue diseñado en d principio Quarez con un tiempo de de H minutos entre el tanque de sulfitaciün '"'' """"'' al tanque rk reacción y tlotación. Este fue para tratar 150 t/h de meladura y remplazar sistema de torre vertical. Tres eyectores jet líquido de h 7 t/h tienen la capacidad para as345 m-1/h Ue gas para lodo el sistema. es decir en caJa descarga jet. La melaUura fresca ue ra a Jns cycctores se torna prcferencialmente 1 q desde el contactor. E'l - gas se "1 a va " antes de su sa 1'1¿;¡ con meladura fresca en un contactor con banUejn !ípo lluvia. Je 111a~tcra que casi todo el azufre se puedn retener en el s1stema. Las metas para el color de ¡05 pmductus de azúcar se han logrado satisfacer ·ron un consumo Lk~ azufre relalivamcntc bajo.

Entrada de

.. / t:'f.(;;O

nTubo Jl de venteo

meladura

-......

4~·-n.......::::

tres

fj"e(tores :)¿meladura

Cabezal de meladura a pesión

Cabezal

Desventajas de la suHitaciün: Se presentan incrustat:innes mucho m:ís sc\'CfiJS en los calentadores. Es1as pueden ser evitadas sulfitando en caliente, peru esto involucra un int:remento Je la superficie de ca!cniamicnto re· querida. rvlayor costo (en tanques de sulfitación. bombas de circulación, azufre. corrosión de equipos Y tuberías. ele.). Uso mús intenso de cal para el proceso y parn la recirculnción de agua de enfriamiento. El azufre residual en el azúcar puede e.xccJ¡;-r especificaciones establecidas por algunos die!lleS.

Referencias

dl' Jos métodos preferidos para obtener azúla su] litación del jarabe de los evao meladura. Se aUiciona la cal (o sacarato i'.>p¡¡rJdOI~v'luego el dióxido de azufre: Este proceso se

mn bande¡a tipo i!uvia

lieS01

Salida de ( meladura · suiíitada

'['

~~-~ Gas·"\. .......... ,~ 1

JJ 1 . /

~

Bypass de meladura fresca

Bomba de recirculación

W.I6: Arreglo para sullitaeicín de meladura usan· ,;"1 ''Yect<m·'

285

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286

287

1O Clarificación

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FILTRACIÓN D p,G. \VRJGf!T . r, PrincipaL PGW ProSuTech, Australia Consn 1tor gG.AHAIID

·, .

.

_,_, prmlucción. Cooperativa Awcareru de !'vlackay, Australia

QUUlliCO u<.:

11.1 Manejo de lodos y adición de bagacillo

Agua

Caña

¡

l

Tren de extracción (molinos y/o difusor)

ll.I.l Cantidad de lodos Elloúo !loculadn se sedimenta durante el procew.declarilicaciün sobre la capa del fondo y es rerno\·ido a una tasa de flujo estable. Subsecuentemente tl !odo tiene que ser nitrado para poder recuperar el jugo del suelo y de los sólidos de lodo, básicamente mediante la adiciún de Jlnas partículas de bagazo, conocidas corno bag:acillo, cnmn ayuda filtrante. El jugo filtrado se retorna al sistema lle calentamiento de jugo. Un esqw:ma típico se presenta en la Figum

ILL La operaci6n de extracción de los lodos desde los compartimicmos del clarificador es regulada fXJr.el operador para mantener el nivel de lodo en el clarificador cerca a la altura deseLlda. Varias ayudas pam los operadores han sido empleadas. involucrando bombas Je lodo de velocidad variable y el drenaje de los !oJos durante ciertos periodos de tiempo. en combinación cun el mantener un nivel constante en un tanque de alivio recibidor de lodos. Efecto del suelo. La situación de la calidad de · caña ha carnbiaJu en años recientes debido al auge la cosecha mecanizada de caña y al retorno a la cosecha de caña verde en muchas úreas. ActuaÍmcnte los niveles de suelo {o suciedad) en caña snn apre-

Opción Tanque

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T

Clanf1cador

Jugo filtrado Bagacillo

~--~0=~ ~"" "''-~

clarificado

Agua-~::::::::::~S\

Bomba de lodos

Figum 11.1: Esquema Lípicn para procesamiento del jugo

Rtfc•n.•m·ia.l· ptig. 311

288

11

11.1.1 Cantidad de lodos

Filtración

ciables, particularmente durante las primeras semanas de !a temporada de zafra. Valores de suelo% caña de hasta 1.53 % han sido registrados en una fábrica Australiana (Steind/1998). En otros países el nivel de suelo puede ser incluso mayor; los valores promedio en Suráfrica varían entre 1.5 y 2 %y alcanzan valores pico mucho más elevados. Parte de esta suciedad se lava de la caña y pasa a conformar sólidos de lodo. Muller et al. ( 1982) estimaronla fracción de suciedad que se lava del bagazo con respecto al contenido de suciedad en caña preparada en varios molinos Australianos. con contenidos de suciedad en caña entre O. 78 y 1.63 Sí:. El promedio de los datos indiccí que aproximadamente 36 t;'¡.. de la suciedad de la caña es lavada con el jugo. Esta cifra es confinnada por experiencias en Luisiana, aunque puede variar sustancialmente. La suciedad que es lavada con el jugo se torna en sólidos de lodo, los cuales se adicionan a la carga propia de sólidos de Jodo del jugo, es decir aquella cantidad correspondiente a caiia limpia libre de suciedad. Estos últimos sólidos son generados por las reacciones físico-químicas que OCUlTen durante la clarificación y usualmente representan alrededor de 0.2 a 0.4 g/ 100 g jugo. La cantidad de lodo a ser procesado y el criterio para el desempeño de los filtros (área de filtros requerida, pérdida de pul en cachaza. demanda de bagacillo como ayuda filtrante) están estrechamente relacionados con el nivel de sólidos de Indo en el jugo y por consiguiente son inlluenciados fuertemente por el contenido de suelo en caña. N6tese que la fibra (o bagacillo) usualmente se mide como la porci6n (en base seca) de insolubles que permanece retenida sobre una malla 100 luego de un extenso lavado con agua. donde Jos sólidos de lodo corresponden a la porción de insolubles que logra pasar a través de la malla. En el caso de sistemas de extracción por difusión de caña, la retención del contenido de suelo de la caña sobre el colchcín de bagazo es mucho más alta que en un tren de molienda, con menos de 10 1;t de los s6lidos siendo lavados en el jugo. La carga de sólidos a ser procesada en los clarificadores se reduce sustancialmente con respecto a los sistemas de molienda de caña. En casos donde un primer molino es seguido por un difusor de bagazo. la retenci6n puede estar en un valor intermedio entre los trenes de molinos y los difusores de caña. El efecto del contenido de suelo puede ser modelado para identificar su impacto sobre el flujo de

sólidos de lodo (sólidos insolubles totales 1 , bra) que sale por debajo del clarilicadur y en 1 de cachaza. La info~mación p.resentada en las ras 11.2 y 11.3 ha sJdo obtenrda a partir de cilio modelo para el balance de sólidos,· valores típicos de retención de suelo para 1 (64 %) y para difusores (90 %), así como una retencilín de sólidos de lodo típica para 1 tros (aquí 85 1;f,). Otros supuestos son: La caña limpia libre de suciedad en una carga de sólidos de lodo de 0.25 0 caña con molinos y de 0.16 uni
m ,e

20

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Figura 11.3: Efectn del contenido de suelo en caiia el Jlujo de lodo del claritlcadnr

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2.J

Suelo (como sólidos secos) en car1a en g/100 g

Figura 11.2: Efecto del comen ido de sudo en caña el flujo de sólidos de Indo en jugo

ido de sólidos de lodo a la salida del en fábricas que usan molienda es ~ (Nohlc y Brmherton 1978), e increÓ~45 unidades por cada aumento de 0.1 ''s,ismerrw '' la proporcilÍn de sólidos de suelo que constilos sólid(lS de lodo; 1 1 ¡ 1 de sólidos de lodo a la salida del en fübricas que usan difusión de es 4.0 g/ 100 g (.lenscn 2001 ), e incrcrnema O...l-5 unidades por cada aumento de 0.1 en la de sólidos de suelo que constituyen

con te ll

,' lnssólidu; de ludo.

Mnlicndn vs. Difusiún. Se ha observado en geque las f{¡bri¡;as que utilizan difusores produi;énalredednr de -1-0 r;~ de la cantidad de lodos que es vbtenida con trenes de molinos. aunque el lodo obtecon difusores tiene características de filtración pobres (Moor 2001 ). Esto se debe al hecho de contenido de hagacillo en jugo es menor, por este se deberá adicionar en mayor cantidad mezclador de cachaza. En Suráfrica la pérdida poi en cachaza con molienda está en promedio 0.5 1;é y O.l:l (;¡, del poi en caña, mientras que difusores se encuentra en un rango de 0.1 1)'(, a %. Este comportamiento sin lugar a duda se debe menor tmnsferencia de suelo al jugo cuando se tÚ!!izan difusores. así como también a la práctica de ';:¡¡¡:alar el colchón del difusor causando cierto grado de retención de precipitados del jugo. Itcciclajc de lodos. Un viejo procedimiento que el rc¡;iclaje de lodos se wnoció en Aus)rnlia como el proceso Matador ( Killer), donde se 'uliiizaba ugua Je imbibición para diluir el lodo pri~ario, que era entonces resedimentado empleando _im pequeño clarificador. El líquido claro desbordado se usaba mmo imbibición en el molino y el lodo esPes~do se Iransportaba o desaguaba a los cañaduzaks. tvlientras que era posible mantener al mínimo hs pádídas en cachaza, el efecto del reciclaje de :U!Ícar con la irnbibici¡ín reducía la extracción del ;ren de molinos y algunas impurezas se solubiliza~~ en lu imbibición. Estas desventajas condujeron pnalmente al remplazo de esta práctica por los filtros rmmívos al ''acíu. La retención adicional del colchón de caña en ~fusores es una ventaja que se aprovecha en algu_c(~nfiguraciones, deSaJTolladas inicialniente en 'Urafnca (Mcadmrs el al. 1998), donde todo el Jodo

r

189

primario de los clarificadores se recida al difusor, el cual por lo tanto pasa a reemplazar los filtros al vacío. Mayores detalles son presentados en la Sección 6.3. len sen (200 1) describió detalladamente el sistema para reciclaje de lodos de la fábrica Maidstone, anotando la importancia de contar con medios para medir la consistencia de los lodos en el punto donde se remueven del clarificador. Se midió el tiempo del flujo de lodo por una columna, el cual fue relacionado con el contenido total de s¡Jiidns. Esta mediciún puede ser entonces utilizada como ayuda de control para minimizar la recirculación de jugo con el Indo.

Consistencia del lodo. La consistencia del lodo que sale de los clarificadores está detenninada por las características de cspesamiento del jugo, la configuración para agitación y espesamiento de lodos en la zona de lodos de clarificador, el tiempo de residencia en la zona de cspcsamiento y el nivel operativo de la interface jugo-lodo. Un nivel muy bajo de la interface jugo-lodo conduce a lodos delgados o aguados. La consistencia normalmente es asociada con el contenido de sólidos de lodo en su descarga al fondo del clarificador, independientemente de la fibra. Para sistemas donde se presenta un nivel relativamente bajo de suelo, se han registrado contenidos de sólidos en el lodo a la salida del clarificador (y en la alimentación de filtros) de alrededor de 5.2 g/100 g lodo en rúbricas Australianas (Nohle y Brothert011 1978). Abemethy y Peterse11 ( 1993) registraron en la fübrica Condong valores de 4.8 g/100 gen 1990 y 7.0 g/100 gen 1992. El mayor valor obtenido en 1992 se atribuyó a mayores contenidos de suelo en la caña. Sin embargo. sería müs correcto relacionar la consistencia del lodo primario con los sólidos totales w 5 • definidos como los sólidos de ludo en la descar,i~' al fondo del clarificador más los sólidos de fibra en el bngacillo. Nix ( 1973) utilizó un viscosímetro de tubo para estudiar las propiedades reológicas de lodos de clarificadores mn una relación de bagacillo (qFt:\!s) de alrededor de 0.15 y a una temperatura de 93 QC. condiciones que son comunes en las fábricas Australianas. Se encontró que los lodos primarios con sólidos totales en un rango de ó a 9 g/100 g lodo se comportan corno un fluido plástico Bingham con una viscosidad efectiva de 0.068 Pa · s.

Rejácncias ¡11ig. 311

290

ll Filtración

Esta viscosidad es aproximadamente 70 veces mayor que la de agua a igual temperatura. Para un ll'so ele 10 g s6lidos/100 g, el esfuerzo ele fluencia (el esfuezo cortante en la superficie requerido para iniciar el flujo) estuvo alrededor de 14.5 Pa, pero este valor se redujo a medida que el contenido total de sólidos fue menor, pasando a ser -0 a H's., < 6 g/100 g. La caída de presión (D.p en kPa) asociada con el esfuerzo de fluencia para un tubo con radio r en m y una longitud equivalente len m puede ser obtenida aproximadamente con la ecuación ( 11.\ ); flp~(3.2·H'. So

2 .¡ -17.85)·--lOOO·r

( 11.1)

Por ejemplo, para que un lodo con ~~'so = lO g/1 00 g pueda fluir a través de 30 m de longitud equivalente de un tubo con radio 0.10 m, se requerirá una caída de presión de 8.5 kPa. Si la presión disponible es mayor a 8.5 kPa, el !lujo resultante puede ser estimado como el ele un Au ido con viscosidad 0.07 Pa · s que fluye con una caída de presión dada por la caída_ de presión disponible menos la caída de presión producida de 8.5 kPa. Gooch (1996) dispuso un flujo de Indos desde el fondo del clarificador con cabeza constante por una línea de muestreo de 23 mm. encontrando una regresión casi lineal entre la caída ele presión en una gmganta venturi ele 1O mm y el contenido total de sólidos in:-;olubles del lodo. La caída de presión en el venturi fue por tanto un indicador útil del contenido total de sólidos insolubles en el lodo primario. El esfuerzo de Huencia del lodo se incrementa proporcionalmente con el contenido de sólidos totales, dejando una menor caída ele presión disponible para el flujo a través del venturi. Parte de la fibra presente en la alimentación de filtros llega con el jugo mezclado, pero usualmente la mayor parte se suministra mediante adición de bagacillo que ha sido separado del bagazo final. La proporción de hagacillo qFIMSo se define como !u relación entre la fibra seca y los sólidos ele Jodo secos (excluyendo fibra) presentes en la alimentación ele la estación de filtros;

(u·s,- 11'¡:)

( 11.2) H'.\1So

donde H'F, II'Mso y H'so representan respectivamente el contenido ele sólidos insolubles como bagncillo (fibra seca), como sólidos de lodo y como sólidos insolubles totales en la alimentación de Jos filtros.

1 1.1.2 Manejo de lodos

Una tendencia reciente en los ·sist" · ... tnas traciún usados en Australia es la . .· . seco, susceptibles . mlectores ele bagac11lo mas ele mantenimiento, los cuales son a 1 por un cer~ido selectivo ~el jugo cntdo que que la cantidad de bagactllo requerida logre pennanezca en el jugo. Para obtener la de bagacillo deseada, normalmente entre 0 4 el contenido de sólidos totales en el lodo yu~ y los clarificadores necesita incrementarse h<.~st encima de 10 g/1 00 g lodo. Con estos . tenidos de sólidos la caída de presión requerida exceder el esfuerzo de fluencia y que sea l. ciar flujo es apreciable, lo cual debe .i en el dimensionamiento de tuberías y válvulas. La práctica del reciclaje de filtrado a la 1 1 lodos se usa para reducir el contenido efectivo los sólidos y aliviar problemas de flujo con a contenido ele bagacillo. Cambios en las prácticas de cosecha __ '""""'"' últimos años han incrementado la cantidad de lo del campo presente en el jugo mezclado, Jo ha incrementado a su vez la fracción de lodos se obtiene a partir del jugo, sin embargo, su f sobre la consistencia (contenido de sólidos en del clarificador) no ha sido investigado. Aunque, obvio que el suelo tiene efectos petjudiciales respecto a incrementos en la cantidad de lodos carga de los filtros. Esto se ilustra en la Figura 1 Para una molienda normal. la cantidad relativa lodo del clarificador a ser tratado se incrementa damente a medida que el contenido de suelo 1 m es mayor. Este efecto es mucho menos marL'íH.Io estaciones de extracción por difusión de cat1a.

''

11.1.2 Manejo de lodos El lodo primario debe ser transferiúo úesde d · clarificaJor hasta los filtros con mínim¡¡ mrbulencin para preservar la estructum de los flucs. Estn se f;¡. cilita usando gravedad para inducir el nujn úe loJn primario y un buen control de nivel en la bota de los llltros, dado que ambos contribuyen a minimizar el reciclaje de lodo primario y aseguran que los flocs del lodo sean entregados a los filtros en cxcckntes condiciones. Es ne;esario que las tuberias de lodos sean tan cortas y directas como sea posible. cnn un descenso gradual. conlinuo y sin redondeos tipo U invertida. En algunos casos con clarificadores multi-

.ón de lodos se organiza de manera la reml)'' · . . Jesdc cada una de las bandejas ~sando ·¡· (enccnúiJo-apagado) temponzadas. · on-o 1 . . , este sistema sea cfecttvo se req.mere ~lgun ., 1111't'l realimentar la consistencia del

que pe:

•

.

cada wma de saltda. de lodos. Las fábricas que bombeen el >>> '"'"_"··. -,..,0 v carezcan o tengan un control inacle~mJ . . ., . . . . . . . del nivel en la hot,l de !ilttos se encuentr,m desfavorables y tendrán dificultades ••.•.•••• i~co!lÚÍ•cio'n''' ~timizar Ja estación de filtros. En caso

11

191

mente 80 m desde el fondo del clarificador hasta el mezclador de cachaza en la estación de filtros, permitiendo manejar el lodo primario eficientemente sin necesidad de efectuar diluciones con el filtrado. El control es ele tipo on/ofT (encendido-apagado) dependiendo del nivel de Jodo en el tanque, con el ciclo de arranque-parada aproximadamente cada 20 s. El daño a los fines del lodo se logró minimizar en este caso. pues luego de que una bomba centrifuga fuera reemplazada con una bomba Diseno fué necesario utilizar adición de !loculante en la estación de filtros.

;.·;;,¡:oue sea requerid u bombear los lodos, la ~cciún de debe ser tan suave como sea postble para el rompimiento de las frágiles partículas evitarse los elevados esfuerzos cortantes ' ''"'""'" ÓinJCtc"ísuc 1Js de bombas centrifugas y del flujo a ú:li•és de tuberías estrechas u orificios ele válvulas. iás bombas de desplazamiento positivo de pistón ·0' bombas de diafragma son las más aceptadas para esfaaplkaciün. !\·'luchas instalaciones ele clarificado' fesmultibandeja fueron equipadas con bombas para ~urry tipo diafragma. pero la mayoría de estas han 5¡J0 reemplazadas dehiclo a su corta vida Litil y al é!evado costo de sustitución de los diafragmas, así como !ns nocivos efectos que tiene la ruptura del diafrnmna sobre la calidad del jugo clarificado. Se han dtHÍo a (.:onocer varias conversiones exitosas de estas instalaciones a sistemas sin diafragma (Paddock. y QJiínan !lJ75. Mullcr 1976). Como pnsibles alternativas para la transferencia de lodos han sido evaluadas las bombas Mono y los :;ístemas snpladures de aire. Noble y Atlzerton ( 1978) encontraron que ambos sistemas son más efectivos p;¡r;¡ obtener una salida elevada ele sólidos de lodo que las bombas (.:entrifugas empleadas normalmente en la transferencia de lodos. Los sistemas sopladores fueron menos dicientes. Sin embargo, no se encontró evidencia de ninglÍn cambio en la pérdida de pol cnn los difere111es métodos ele transferencia de lodos experimentados. Se ha encontrado que la bomba Discl'lo, manufm:turada por Discflo Corp. lnc. USA. ha sido efectiva para el bombeo del lodo primario en una fábrica Australiana de 12 000 te/día. Esta bomba utiliza una tecnología de impulsor multi-disco para brindar un flujo laminar. sin pulsos y sin involucrar tolerancias estrechas. La unidad de bombeo tiene una descarga de 150 mm y es accionuda por un motor de 11 k W, con lo cual se eleva el Aujo de lodos aproximada-

Reciclaje de jugo filtrado. En adición a la ventaja de facilitar el flujo de los lodos. parte del flltrado puede ser recirculado hacia atnls al mezclador de cachaza para acondicionar la alimentación de filtros, buscando mejorar el desempeño ele los filtros. Agius et al. (1977) mostraron que la dilución de la alimentación de filtros con agua podía redudr la pérdida de poi en cachaza. pero posteriurmente cambiaron el diluyente por jugo filtrado para reducir la carga sobre los evaporadores. Se encontní que el reciclaje de filtrado reduce la pérdida ele poi a la mitad. Lim111et ( 1984) encontró el mejor desempeño con un contenido ele súlidos que no mayor a -4 g por 1 g de flujo ele alimentación de filtros. Se requiere una considerable experiencia para lograr configurar una estación de filtros de manera que maneje una alimcntaciün diluida. Las alimentaciones diluidas a filtros producen una torta de cachaza con alta porosidad, permitiendo aplicar efectivamente elevados liujos ele agua de lavado. Siempre que lu razón de bagacillo qF/MSo se mantenga aproximadamente en 0.50, es posible tolerar un recich~je de 10 % del filtrado. La cantidad de jugo filtrado que es requerida para mantener una torta aceptable aumenta a medida que se incrementa la razón debagacillo. A tasas de reciclaje de filtr<:~do muy elevadas, la alimentación de los filtros se torna muy móvil, eliminando cualquier posibilidad ele taponamiento en los tubos de alimenlación y permitiendo una distribución unifonne a lo largo de todo el filtro. La torta ele cachaza que se produce es uniforme y no es susceptible de erosión por el agua que se aplica en la parte superior del tambor. Esto permite que la mayoría del agua de lavado sea aplicada desde aniba del tambor, inundando así esta sección. El exceso de agua puede entonces descender a través de toda la superficie del filtro.

no

Rt:{ercndas ptig. 311

292

11.1.3 tvk¡.c\ador J~ cachaza

11 Filtrm:ión

Ciclón de

Ciclón de

bagacillo

bagacillo

.'~"1~11~ "" No bagadllo

--·r~

Tipo de banda horizontal

Tipo inclinado

Adición de cal o sacar ato de cal. La adición de sacarato a la alimentm:i6n de !iltros, en el mezclador de cachaza. para t:ontrolar el pH del filtrado en el rango 7.5-8.5 ha logrado incrementar la retención y reducir las pérdidas de poi. Retenciones de 90 % a 95 % pueden ser obtenidas fácil y consistentemen~ te eon la adición de saearato (Atta ni 1993 ). En una l'ábricrt de 12 000 t/día, se envü1 sacarato de cal/meladura desde el circuito de control de pH del jugo hasta el mezclador de lodos a través de una manguera de PYC de 10 mm, usando para el control una válvula de esfera manual de 12 mm en el mezclador de cachaza. El sacarato se ha logrado usar exitosamente siempre que el nivel de meladura en la mezcla haya permanecido relativamente hajo.

l'

.

'1

-e

Tipo tanque vertical

Figura 11.4: Ejemplos de configuraciones del mezclaUor de cachaza l Bagacillo de lns molinos: 1 Lodos del clarificador; 3 Sacaratn. lloculante, reciclaje de !iltrado: 4 Alimentación de filtros

El contar con una línea de reciclaje de jugo filtrado por separado para cada uno de los !litros tiene la ventaja de que la relación entre filtrado y alimentación se conserva automáticamente en el evento de detener uno de los filtros. El área de la sección transversal en mm2 que se requiere en la línea de reciclaje de filtrado es -16.6 veces el área de la superficie del filtro en m1.

11,1,3 Mezclador de cachaza Los mezcladores de cachaza o lodos tienen como función incorporar el bagacillo que es adicionado y acondicionar el lodo hasta una temperatura y un pH satisfactorios. En
293

Se ha encontrado que es favorable pura la ciclad de filtrado adicionar lechada de cal 0 _. de calcio en el mezclador de Indos hasta pH ligeramente por debajo de 8.5. En algunos se adicionan flocu\antes para mejorar la permroabi; liJad de la torta de cachaza. Adiciones de mg/kg caña pueden ser utilizadas para ilrrcn'm''""' la tasa de remoción de lodos durante pcrindm; en cuales se presenten dilicultade:-> en la d:rcilir·""'"'" Sin embargo, el poi en cachaza se puede in<:rer""'' tar, a menos de que se aplique agua de lavaJo na] durante estos periodos. El equipo pam mezclar lodos usualmente ( sistc Je un tanque largo y abierto, agitado por gusano o agitador de ribete hclicoidal (a -22 o en c:.L<.;O de usar agitador de aletas con una cidad de punta 0.7~0.9 m/s). Tanto los lodos provienen del fondo de los clarificadores como bagacillo aJicionado (que viene del ciclón de baga~ cilio) entran por un mismo extremo del me¡.clador de cachaza, mientms que desde el fondo del extremo opuesto se descarga el tlujo de salida que es utiliza; do paru alimentar los llltros, tal como se muestra en la Figura 1 1.4. Normalmente el mezclador de cachaza se horizontalmente, pero ex.iste una variante donde el mezclador se opera como un rn·ipíenl'' semiccrrado inclinado a cieno ángulo 1 hmizontal, como también se muestra en

11.5: Tunquc individu;¡J para ;¡Jicic'ln de fioculunte

elimina las fugas a través de los sellos del ·eje, además de reducir las pérdidas de calor desde el mezdildor. El rnczdador de ca<.:haza se debe aislar térmicamente. Recientemente algunos mezcladores tipo tanque vertical. provistos con múltiples paletas sobre _un agitador. han sido instalados en sistemas que no requieren adición de bagacillo. El eje agitador suporta un marco que tiene una barra horizontal separudu -0.3 rn del fondo, sobre la cual se tienen a tll!.la l;¡do .:uatrn dedos conformados por placas de 50 m111 de an.:ho que se extienden hasta el fondo. L1 velocidad del agitador es 22 min- 1 y la velocidad pcrifCrica de punta está en el rango de 5-6 m/s. El marco tiene dos brazos de soporte que forman un triangulo con la barra horizontal. La alimentación de lodo primario al mezclador se efectúa a través de una caja con sección vertical de 300 mm. mientras que las tomas de salida para las tuberías hacia filtros M:. localizan en el fondo.

Adición de lloculantc. Siempre que se cuente con suficiente eantldad de bagacillo de buena calidad. la adición de ftoculante a la alimentación de los filtros puede ser utiliwda para mejorar la porosidad de la torta y controlar su espesor. Cuando se efectúa reciclaje de filtrado y la alimentación de lo."> filtros es muy 11uida. se considera esencial adicionar tloculante para mantener el control sobre el espesor de la torta en todo momento. Las dosis de aplicación en el rango de 0.2 a 0.8 mg/kg c:.1ña brindan los mejores resultados. Se deben evitar adiciones de tloculante por encima de 1 mg/kg. dado que tienden a producir una mayor pérdida de poi. La estación de filtros del ingenio Raceeourse (Attard 1993) tuvo un sistema de mezclado de fl.oculante independiente del clari!lcador. El tloculante se enviaba a los filtros u través de una pequeña bomba Mono. Luego de una dilución, medidores de Uujo separados entregaban el flujo a recipientes contactares para mezclado del iloculante que están provistos con agitadores y montados antes del sistema de alimentación multipunto de cada filtro. Para optimizar el control, es preferible la aplicación individual de tloculante en cada llltro. El tanque individual que se instaló en uno de los !litros de la fábrica Racecourse es mostrado en la Figura 11.5. El tanque para un filtro de-90m 2 tiene un diámetro de 0.6 m, altura 1.2 m y la velocidad de su agitador es 170 min-1 para obtener una veloddnd en la punta de aletas en el rango 5-6 m/s. La eantidad de floculante requerido se incrementa cuando ln razón de bagacillo es baja o en caso de que la agitación de los filtros sea muy vigorosa. Al evaluar nuevos l1oculantes la principal consideración debe ser su efecto sobre la pérdida de sacarosa.

f?~~jác!IÓCI.\' f>Úg.

JJ /

11 Filtración

294

11.1.4 Cantidad de bagacillo La cantidad de bagacillo que se suministra es usualmente sullcicnte para mantener la proporción de bagacillo (fibra) en la alimentación de los íiltros en el rango de 0.2 a 0.5. Anteriormente el criterio era mantener el bagacillo en una relación de aproximadamente 0.2 a 0.4 l fibra seca! lOO t caña, pero esta medición es defectuosa dado que ignora la amplia variación en sólidos de lodo que se presenta debido al suelo que entra con la caña. Considerando la llegada de mayor cantidad de suciedad del campo se puede esperar un valor entre 0.5 y O. 7 t fibra seca/lOO t caña. El bagacillo utilizado como medio filtrante en el tratamiento de lodos debe cumplir dos criterios básicos: Debe ser muy llno, menor que 0.85 111111 en düímetro. El tírea superficial de la ayuda filtrante es lo más importante (a menor tamaño se incrementa el área por kg); El hagacillo debe provenir preferiblemente de filamentos de fibra cortos y de la médula. para tener una forma de partícula satisfactoria. Los filamentos de libra largos lienen una capacidad filtrante insignificante y son, de hecho. pe~judi­ ciales.

Recolección de bagacillo a partir del bagazo final. La extracción del bagacillo y su transporte desde el conductor de bagazo hasta el mezclador de cachaza es muy importante para la operación de los filtros. Este aspecto se cubrirá en detalle en la Sección 26.4.

Bagacillo de las mallas para cernido del jugo. El bagacillo o cush-cush que logra pasar por el proceso de cernido cumple con los criterios requeridos y es en general superior al que se obtiene con sistemas colectores de hagacillo en seco. Attard ( 1993) describe un sistema de mallas rotativas utilizado en la fábrica Racccourse, equipado con mallas de alambre en forma de cuña de 0.5. 0.8 y 1.2 mm. El contenido de fibra en el jugo cemido se controla variando la proporción de jugo sin cernir que entra a cada sección. La cantidad de bagacillo en el jugo sin cernir depende de la preparación de caña, que varía con la variedad de caña y el desgaste de los martillos de la desfibradora. Con martillos nuevos. el jugo es cerni-

11.2.2 Filtros de tambor rotativo al vacío

295

do a través de la ~alla de alambre en forma de 0.5 mm. A med1da que los martillos_. . la repartición del jugo en el sistema de altera para dirigir llujo a las mallas de O.R y Los mejores resultados han sido obtenid;s primero malla de 0.5 mm y finalizando con la más grande de 1.2 mm. El bagacillo que logra pasar a través de , llas para cemido de jugo es expuesto a la · tura del proceso de clarificación, dando Jugar generación adicional de color. Esto constituye_ desventaja para las fábricas que producen ¡ • de bajo color. Una objeción adicional es que el jugo en este bagacillo tiene mayor poi que el ¡ nido en bagacillo proveniente del bagaz~J final lo cual se puede causar un incremento de la ' de poi en cachaza.

11.2

Detalles de los equipos filtración

11.2.1 Tecnología filtro prensa de cos y placas Los primeros equipos utilizados para la de lodos fueron filtros prensa discontinuos del tipo de marcos y placas (Tromp 1936, Jenkins 1966). principal vent~ja del sistema de marcos y placas platos) era poder alcanzar un elevado contenido de sólidos de lodo en la torta de filtros, incluso cuando la razón de bagacillo es relativamente baja. Las desventajas eran un requerimiento grande de área. altos costos de personal, elevados costos de mantenimiento de las telas filtrantes y una e!icicn· cia de lavado insatisfactoria con el ciclo del agua de lavado. Las desvent;:~jas forzaron el remplazo de los !litros prensa de marcos y placas por los filtros de tambor rotativo hacia 1960. Sin embargo, luego de que los filtros prensa dejaran de ser utilizados para esta aplicación. se han logrado importantes mejoramientos en la tecnología de los filtros prensa con la introducción de los iil· tros prensa de cúmaras. Estos tienen un paquete de. placas uniformes espaciadas entre 15 y 50 mlll que reciben los lodos. donde las cámaras de placas son una combinación de una placa filtrante y dos marcos en una sola pieza. El sistema puede ser configurado

Figura 11.6: Filtro de tambor rotativo al vado moderno para lodos de caña de azúcar

pum una operación discontinua (batch) completamente automatizada. Una rnodi ficación del sistema de cámaras ha sído el sistema Je tiltro prensa de placas y membrana. Una placa especial cubierta con una membrana impcnncable es insertada entre cada cámara de placas. Cuando !a torra de filtros se ha formado completmnentc. la membrana se infla con líquido o aire a e!cvwJa presión para comprimir la torta hasta alcan7.nruna concentración de sólidos bastante elevada. Finalmente d marco se abre, dejando caer la torta de cachaza comprimida. Algunos tecnólogos consideran que el sistema de filtro prensa con membranas ofrece suficientes ventajas para merecer investigaciones sobre su empleo como alternativa frente a la ternología de tambores rotativos al vacío. Alfen y \Vimmler ( 1994) concluyeron luego de un ensayo en una fábrica de azúcar que el liltro prensa de membrana Netzsch es una alternativa viable para n:emplazar la tecnología de l1ltros rotativos al vacío. citando ventajas que incluyen duplicar el contcnidn de sólidos en la cachaza, reducir la cantidad de cachaza a ser transportada y descartada, feducción de las pérdidas de sacarosa y reducción del agua de

lavado utilizada. Las desventajas que se observaron fueron un mayor costo con respecto a filtros de tambor rotativo de capacidad equivalente, así como en la posible necesidad de remplazar anualmente las telas filtrantes.

11.2.2 Filtros de tambor rotativo al vacío Los primeros filtros continuos de tambor rotativo al vacío fueron desarrollados por Oliver-Campbell y son descritos por Tmmp ( 1936), pero actualmente se dispone de versiones mucho más grandes y eficientes que son comercializadas por múltiples proveedores. Una versión moderna manufacturada por lord Australia es presentada en la Figura 1 1.6 y el diagrama de J-lujo correspondiente a su operación en una fübrica de azúcar se ilustra en la Figura 11.7. El filtro está compuesto de un tambor hueco con un gran diámetro, fabricado en acero inoxidable, que gira en torno a su eje horizontal y que se halla parcialmente sumergido en el líquido a ser filtrado. La periferia del tambor sirve como superficie filtrante y su cubierta

Rt:f'erellciax ¡11ig. 3 f 1

11.2.3 Detalles de los equipos

11 Filtracilm

3

r

7

8

Detalles de los equipos

/10

de tarnhor rotativo al vacío han sido utilizados durante muchos años en la

297

tri<.::cinnes en la tubería exterior del filtrado, con una significativa reducción del vacío de lavado en la cabeza de las vúlvulas. La implementación se ilustra en la Figura 11.9.

""""'""'~"'y en otra variedad de industrias.

Figura 11.7: Diagrama de flujo genera! para un Ji!tro de lodos de caña moderno ! Bombu de jugo llltrado: 2 Ventilador aspiradnr; 3 Damper estmnguludnr: 4 Bomba de cachaza; S Cic!ün de tí Mezclador de bagacilln y Indo; 7 Comactor: 8 Tambor rotativo; 9 Receptor de filtrado: 10 Condensador; 11 anillo líquido; 12 Bomba Llosincadora de 1loculante: 13 Tunquc de nlivin a nivel de suelo

, ·ustnn bien en aplicaciones donde se re•'J . tanto Jeshuml-·d·¡· . . como 1ava1 ICacJOn scr los mejores equipos disponibles de los lodos de caña de azúcar. Crees ( 1!JH-l-) instalaron equipos para re:orltir1uanilCIUC el vacío aplicado sobre una malla del tambor durante un ciclo de lil1 IH~jo condiciones de operación norrnediciones se efectuaron en varios filtros Jidmetrus y diseños para investigar la Je la alwra cstütica de líquido en la tube: v los efectos de restricciones hidráulicas be;ías internas y externas. Se mostró (Figuque la medición de presión absoluta dentro Je los tiltros de tambor rotativo es una de diugnósticn muy útil para la detección de 1y llimitadcmc;· hidrúulicas en la tube1ía interna válvulas rotativas y en la lllbería externa

Cabezal de mando del filtro. Los materiales utilizados en la construcción de los cabezales de mando de los filtros han cambiado muy poco a través del tiempo, que en su mayoría se construyen de hierro fundido provistos con insertos de bronce para los bloques de separación entre sectores. El hierro fundido puede desgastarse severamente en aquellas úreas donde se presente turbulencia excesiva. Cabezales de mando de tres etapas de acero inoxidable han sido empleados en algunos ingenios exitosamente durante varios años. Los diagramas son de gran utilidad para explicar la importancia del tamaño y ubicación de los

al. ( 19Hó l modi licaron un filtro para prouna caída de 50 mm en los colectores detípicamente se divide en 24 zonas independientes. cada una ocupando 15° sobre In circunferencia y extendiéndose a lo largo de todo el tambor. Cada una de estas zonas está conectada individualmente con un sistema interno de vacío mediante tuberías de acero inoxidable con codos de radio amplio que se conectan haciendo un barrido sobre los puertos de tres válvulas distribuidoras de alta capacidad. situadas en uno de los extremos del tambor y que estún encargadas de tres sectores distintos. El primero es el sector de descarga de la torta de filtros o cachaza. el cual desfoga (ventea) directamente a la atmósfera. El segundo es el sector de adhesión o formación de la torta. que estú conectado directamente al tanque de un sistema de bajo vacío o con el tanque de sistema de alto vacío pero a través de una válvula de control que mantie~ ne este sector al ln~jo vacío deseado. El tercer sector está conectado con una cúmara que se mantiene a alto vacío, aproximadamente de 25 a 40 kPa absolutos. Uonnel ( 1996) recomienda 80 y 40 kPa absolutos para e! sector de adhesión y el de alto vacío. Se anota que una presión ligeramente más elevada conduce a mayor temperatura del filtrado, lo cual es deseable desde el punto de vista de degradación.

La superficie exterior de malla Ud siste de chapas de acero inoxidable provist· finas perforaciones. Las zonas de la cubierta paldan sobre un entramado abierto Ue o rejillas de acero. Para aplicar agua calic1ntc so! cuadrante correspondiente a los 30" arriba del bor. se han instalado sistemas de lavado en la superior. La torta se desprende por medio de ajustables y segmentados, típicumente dos a partir de láminas de polietilcno de alta dad, sobre los cuales se aplica un contrapeso asegurar un contacto cercano con la : malla del tambor. Para asistir la remoción ta. el redondeo real del tambor puede ser 2 mm. La piscina de lodos del filtro se'! medio de paletas osciladoras que tienen velocidad variables. Para minimizar el daño de los llocs. en [íL'; ciones de filtros modernas se debe incorpomr riblemente llujos por gravedad desde el · . hasta el mezclador y los filtros. así corno completamente el bombeo de cachaza Y el sobre-tiujn al tanque de alivio de los lodos.

a grandes rcscrvorios en la descarga

a. ha permitido en la fábrica Mossman que NQEA Jc 170 rn 2 maneje cargas de s61 iy los !lujos asociados con un mínimo de llltradn y pérdidas de azúcar en admisibles. Sin embargo. se detectaron res-

0.4

0.6

0.8

Fracción del ciclo del tambor

l

Registro de presión absoluw dentro de la filtm Ue tambor

Figura 11.9: Modillcaci<Ín de tuberías internas de colectores delanteros en un liltrn

N1:{erenda.r f'IÍJi. 311

11.2.5 Mallas !i!trantes y raspadores

11 Filtración

puentes de bloques al personal que se encarga del mantenimiento de !os cabezales. Sin embargo, no se Uehe suponer que todo diagrama que ilustre el tamaño y ubicación Ue estos bloques es correcto, sino que deben seguirse los procedimientos de veriflcación establecidos. El concepto de operación es difícil de afianzar y raramente entendido por los ingenieros a cargo del mantenimiento de los cabezales de mando de los filtros. Esto puede conducir a errores que tienen efectos perjudiciales sobre el desempeño. Algunos detalles se ilustran en la Figura 11.1 O. En unidades de gran capacidad se pueden presentar problemas durante el arranque debido a la caída de presión sobre el extenso sector de lavado, esto a menos que se efectúen algunas modilicaciones simples sobre las válvulas del cabezal de mando. Al parecer la mayoría de fabricantes ha elegido elevar la posición de los puentes de bloques en vez de utilizar bloques adicionales para dividir el sector de alto vacío. Las nuevas válvulas de los cabezales de mando se han diseñado con base en resultados obtenidos por Hale y Crees (1984), con énhlsis en la simplicidad y estandarización en los diseños de Jos bloques de puente, facilidad de ;:~juste de los bloques y un completo drenaje de todos los compartimientos en el cabezal de mando. Actualmente los fabricantes ofrecen filtros con tamaños de tambor que llegan hasta 240 m 2 de ürea. Para que sea posible acomodarse a las restricciones del tamaño de carga en transporte terrestre, los filtros muy grandes se han tenido que construir usando dos tambores con diümetro entre 4 y 5 m que se conectan lado-a-lado, en los cuales cada mitad tiene sus

Tabla 11.1: Dimensiones de los !1llros rotativos disponi-

bles que ofrece un proveedor industrial Ditl-

Loo-

metro

gitud

Área filtrante

Potencia Potencia de nccionapara miento del el tambor agit<Jdor enkW enkW

del

del

del

tambor en mm

tambor en mm

tambor en m~

2 500 2 500

2 500

19 37 39 58

0.75 1.1 !.5

fi9

2.2

123 187

4.0 5.5

3 ()()() 3 000 3 600 4 300 ..J. 900

4 900 3 850 6 000 6 000 l) 100 !2 200

2.2

1.5 2.2 2.2

4.0 4.0 4.0 5.5

. f'íbricas Australianas han adicionado • a los lodos delgados (aguados) ¡Jcilos años. El sacarato puede ser prefem . l't ]echada de cal debido a que es fácil frente,¡ • . . y parece que no causa taponamtentos ~l¡¡tUJliS

:- :e V sacarato

'¡j .

Se debe subrayar que la introducción del recicla,,. ile- tiltrado no reJuce la pérdida de poi necesaria~~ ~ntc por si misma. En gran parte esto depende de ¡[11.' • 1 1 .r · · tmbuen control nperacmna, ta como se uJscullra en laSección 11.2.9.

Almas separadoras de compartimientos con bloques de bronce

11.2.5 Mallas filtrantes y raspadores Las mallas para los filtros de lodos normalmen-

re se fabrican taladrando con punzón agujeros de

externa rompimiento

Figura 11.10: Válvula rotativa de mando típica en filtros ilustrando sectores, sa!idus de tuberías y bloques de sepa· ruci6n

aproximadamente 0.5 mm de diámetro y están disponibles en acero inoxidable o en cobre, aunque se prelicre a las mallas de acero inoxidable debido a su superior servicio. durabilidad y mejores costos. LJS mallas se perforan con agujeros de 0.5 mm de di<ímctro a una densidad de -116 agujeros pnr cm 2 • Las mallas de cobre solían tener un espesor de 0.45 mm. ! mm entre centros de agujeros y un porcentaje

conexiones de servicio sobre el ludo expuesto. En Australia, Tully Sugar cuenta con una unidad NQEA de 235m~ de área y Marian con una unidaU Jord de 234m~ de área. Jord International ofrece !litros para lodos de caña con las dimensiones presentadas en la Tabla 11.1.

11.2.4 Acondicionamiento de la alimentación de filtros La operación de la estación de filtros es compk· ja. requiriéndose la interacción lie un buen control del equipo cun el acondicionamiento de la alimentación de filtros. El tema del acondicionamiento de la alimenta· ción lie filtros estú lejos de llegar a ser bien defi·

Borde horizontal calafeteado

1

'

;.. 1.956 mm

Figura 11.11: Disposición de los orillcios en una malla filtrante Ferg.u~lm

299

de úrea abierta de :23 %. La disposición ele una malla de acero inoxidable moderna se ilusu·a en la Figura 11.11.

Hale y A!Jemethy 0990) demostranm que el desempeño de las mallas de alambre en forma de cuña (wedge wire) con aperturas de 0.4 mm es comparable a las mallas convencionales con agujeros taladrados de 0.5 mm. Mientras que en las fábricas existe un mayor interés inmediato en la modemización de los !litros existentes, los costos preliminares indican que la aplicación de este concepto puede ser preferible en las nuevas instalaciones de filtros. Un trabajo desarrollado posteriormente pnr Ahemethy y Petersen ( 1993) indicó que no existe una diferencia significativa entre el desempeño de un filtro con malla lie alambre en forma de cuña y un filtro similar con malla convencional en términos del contenido de poi en cachaza y la retención de sólidos de lodo. Un estudio reciente (Polonio 2004) evaluó trece diferentes tipos de medio filtrante primario para su aplicación en la tiltraciün al vacío de los lodos de caña, simulando las operaciones de adhesión o formación de la torta y secado en los filtros de tambor rotativo con el mismo vacío que se emplea en las fábricas de azúcar Brasileras. Los medios filtrantes primarios que fueron ensayados incluyeron mallas wn agujeros circulares perforados usando diferentes procedimientos, varias aperturas de área, diversos acabados superficiales, espesores y resistencia a la corrosión química. Los índices de filtración obtenidos se compararon para las etapas de formación ele torta y secado, variando el vacío, la temperatura y la concentración del bagacilio aplicado cumo ayuda filtrante. Los mejores resultados fueron obtenidos con una malla de acabado superficial fino obtenida mediante el proceso químico de foto-corrosión, con 143 agujeros de 0.5 mm ele diámetro por cm~, la cual üogró claramente la tasa de filtración mús elevada. Se encontró que la temperatura de los lodos tiene un efecto muy importante sobre la tasa de formación lie torta en los filtros. Limpieza de mallas. Es necesario mantener las perforaciones de la malla 11ltrante limpias para minimizar el taponamiento y pérdidas de capacidad de filtración. Cuando se opera con tortas delgadas el taponamiento de las mallas se ve rel1ejado en 'parches' brillantes de malla desnuda sobre el filtro. El procedimiento normal en muchas fábricas es utilizar chorros de ugua para destapar las áreas blo-

300

queadas mediante el impacto del agua a alta presión. Sin embargo, en algunos casos en necesario tratar en el silio de trabajo las mallas taponadas con una solución caliente de soda caustica al5-10 % que se vierte sobre la bota del filtro, donde el tambor se hace rotar en la solución limpiadora por varias horas antes tle la limpieza con el sistema de chorros de agua a alta presión. Algunas fábricas usan una solución de ácido sulfámico al 2 (;~ para la limpieza. La limpieza química de las mallas se realiza cuando se presenta una oportunidad, como por ejemplo durante una parada de mantenimiento luego de un periodo de tres semanas de operación

continua.

11.2.6 Capacidad y dimensionamiento Capacidad de los filtros. Un estúndar general aceptado para expresar el área de filtros, deflnido como el
sao

eión, el tiempo de adhesión del llltro se entre 13 y 42 s. Pofonio (2004) estin11í a ensayos discontinuos de filtración que el formación de torta a una presión de 50 alrededor de 25 s. Steindf (2001 ), realizó de la tasa de filtración usando lodo de 1 ¡ de una ftíbrica y un pequeño equipo para de filtración discontinua con lOO mm de de superficie de ma11a estándar Ue filtros. filtrado separado a través de la malla 1 del 80 % en 60 s. Los resultados otJ:tertiur~< Steindl mostraron que: Mejorando la cantidad y calidad del se duplicó el paso de filtrado: El tratamiento de la alimentación usando mg/kg de floculantes A y B mejoró el filtrado en 83 % y 154 % re:spt:cttivame;te. El tratamiento de la alimentación con kg de lloculante e mejoró el paso de 11 180 %; El tratamiento de la alimentación con -.2.5¡ kg de tloculante C mas una adición extra gacilla mejoraron el paso de filtrado en 390 Un balance de sólidos típico indica que el de torta que se forma podría ser · 1 la mitad del valor del paso de filtrado. Por lo el espesor de torta correspondiente a los valores se podría encontrar en un rango de 30.5 mm. El flujo de salida de cachaza varía con la cidad del tambor y el espesor de la torta. tación del tambor más r::ípida a 3 1 l podría reducir el tiempo de adhesión en los hasta por debajo de 25 s. El espesor de la reduciría entonces en ocasiones al punto en descarga de cachaza no se incrementa y .( el uso llegar a reducirse. Sin embargo. el namiento de los Iodos alimentados puede mantener el espesor de la torta e 1 cantidad de cachaza producida. Bajas del tambor con lodos tloculados pueden tortas muy gruesas, las cuales tienden a ( se del tambor y han probado ser difíciles de efectivamente. La mejor estimación del flujo de cachaza se tiene con una báscula de banda en el conductor lodos y puede ser verificada pesando los que remueven la cachaza de la fábrica. Un tivo de la descarga de torta m· cake de cada los liltros en t/h puede ser obtenido raspando

301

11.2.7 Control de nivel y agitación en la bota de filtros

11 Filtración

.

1

,

f....

Dimensiones aproximadas de c~Jmponent:s . .. ·,(ln de tiltro~ para 100m- de arca hl1 la es 1di:

520-óHO Lis 0.48 m 2 1 2 udln:si(\li (;írca sco.:irin transversal) 0.56 m 0.80 m 2 tavado (ürca sección transversal) 1.35 m2 oceomhitimnl< (si se utilizn) 500 mm 2 1 wtn:ría de filtrado

Tabla 11.3: Potencia apru.x.imadu requerida para lns cnmponentes de la estueiún de tlllros pura 1OD rn~ de ürca filtrante

Palencia en kW

, bomba dt.~ vado

transversal del condensador

Accionamiento del llltro

65

Una (n dos) bomba( S) de liltmdo

16

Gusano o conductor de banda para cachaza

Mezclador de Indo y bagacillo

H 2.7 JJA 1.3

Total

70

Criha separadora de bagacillo Ventilador aspirador de bagacilln

, de torta de una sección del filtro y utilizan( 11.3 ):

6.7

Bomba de vacío

(11.3)

ye[ociu<
en kg:

Jc la malla sobre la cual se colecta la mues-

de equipo auxiliar. Las nominales apropiadas para los com-

;~·~~:~.~:~ auxiliares de !a estación de filtros que se para 100 rn 2 de superficie de área filtran-

;;._;

alcanzar una tasa de molienda alrededor de 0.5 g sólidos de Indo/lOO gjugo) se preen la Tabla 11.2 y los requerimientos típicos 'éi:¡x>lertcia en el sistema se presenlan en la Tabla

Control de nivel y agitación en la bota de filtros Attmrf ( 1993) enfatiza la importancia de mantenive\ correcto de Iodos en la bota de Jos filtros. de lodos en la bota se debe controlar auto§i,iliátkiillnc:ntc para evitar sohreflujos de la alimentade filtros y rccirculación del lodo primario. En la porosidad de la tona se incrementa cuando 'itlhivel de lodos ln~ja debido a la acción del agitador. de vacío del puente para adhesión o forde torta deben ser configurados con un ánguno exceda 1¡,:o desde la vertical pani coincidir un sumergimiento de 1O %. La experiencia ha

mostrado que la formación de torta en la bota es muy rápida y adelantar el bloque de adhesión no ofrece ninguna ventaja. Con esta configuración el nivel del lodo en la bota puede ser controlado en forma segura con una sumersión de 15 1)(¡ sin aspirar aire. El agitador deberá preferiblemente romper la superficie para mezclar el agua que llegue a caer sobre la bota. La principal tarea del agitador es prevenir la sedimentación y acumulamiento de arena en la bota mediante una agitación suave de los lodos. Los fabricantes de filtros tienden a suministrar agitadores con velocidades que exceden ampliamente las condiciones mínimas requeridas para mantener a Jos sólidos en suspensión. La torta es muy delicada mientras que se está formando en la bota y puede ser erosionada fácilmente por la acción del agitador. La velocidad del agitador debe mantenerse por debajo de 5 ciclos por minuto. En los filtros de gran tamai'io la erosi6n de la torta es más frecuente,siendo recomendable usar velocidades del agitador de 2 a 3 ciclos por minuto. Una sencilla verificación del efecto del agitador en los filtros puede efectuarse fácilmente apangando el agitador y observando los cambios en el espesor y la porosidad de la torta. Cualquier cambio deberá ser evidente dentro de los siguientes lO minutos. El efecto del agitador parece ser más evidente con alimentaciones de 11\tros diluidas cuando la razém de bagacillo es baja (inferior a 0.45). Algunos filtros han podido ser operados satisfactoriamente con el agitador apagado durante extensos periodos sin encontrar ninguna evidencia de acumulación de arena en la bota. El problema de acumulación de arena en la bota normalmente es causado por un

N<:fércncias ¡¡¡ig. 311

302

11 Filtración

nivel operacional de los lodos muy elevado. Una reducción del nivel de lodos en lugar de incrementar la velociúad del agitador pennite frecuentemente controlar este problema. Un sistema exitoso para el control del nivel de lodos en la bota de filtros se basa en el empleo de sensores de proximidad montados frente a una leva que es pivotada por un flotador localizado en la bota. Este sistema es relativamente barato, muy confiable y brinda buen control sobre un limitado rango. Las celdas de presión diferencial DP. han sido utilizadas con éxito para indicar el nivel en las botas, pero estas son propensas a taponamientos cuando se presenta acumulación de arena. Recientemente se han adoptado instrumentos de medición que no requieren contacto, tales como los sensores ultrasónicos, pues estos tienen la ventaja de ofrecer una buena precisión y requieren poco mantenimiento.

de r~grcsión que permitió .. r's de la proporción .poi/ v.I 1o~.:. . ) correspondten1 de 1N (1 (
~ 15 -

14

•

13

Peso de agua de lavado en

~13 o

~ •

12 10

~

9

~

8

t!(h · 100 m1 l

L---~----­

4 8

~ ~ ¡· g

~

de área superficial de filtros

. -~~-"_ ....-------·

iF_ . __ · 5

R o.s

' '"

.~~------_,,,.--

1

u

1.4

~

~-

12 16

20

~

1.6

Carga de sólidos de lodo en t/(h · 100 m 1 ) de área de filtros

Figura 11.13: Variación del contenido de pul en la torta de filtros con la carga de sólidos de ludo y el agua de lavado (fuente Wriglnet al. 1997)

Figuru 11.12: Vista lateral mostrando aplkackin de lavado en un filtro Ue tambor rntatinJ

+ o.>on . ( 1110,.·\1;/w ]-"'' _ ()_ 10_4 _3 (11.4)

11.2.8 Lavado de la torta de filtros El poi en la torta de filtros o cachaza se reduce mediante la aplicación de agua de lavado sobre la superficie de los filtros. La cantidad de agua aplicada está típicamente en el rango de 1 u 2 kg/kg torta, ó 6.5 a 13 kg agua de lavado/kg sólidos de Jodo en cachaza. La cantidad total de agua utilizada típicamente representa alrededor de una cuarta parte del flujo de agua de imbibición usado en los trenes de extracción. Usualmente el lavado se aplica luego de la sección de adhesión o formación de torta utilizando varias filas de boquillas atomizadoras para aplicar agua caliente a manera de rocío (espray) sobre la torta de filtros, tal corno se observa en la Figura 11.12. La idea es que el agua aplicada puse a través de la torta pura desplazar el jugo. El lavado se puede extender hasta cerca del punto más elevado del tambor por medio de tubos de aplicación de agua caliente y chapas metálicas distribuidoras que permiten al agua gotear sobre la torta, para prevenir un secado excesivo de la cachaza. La torta se deja secar sobre el arco final del tambor a medida que se acerca a los raspadores. donde no se adiciona agua. Con un buen desplazamiento del lavado, la cantidad de agua de lavado que pasa con el jugo filtrado claro representa solo una pequeña fracción de la cantidad de agua aplicada. El agua de lavado nom1almente se obtiene a partir de condensados calientes y es preferible que se

303

11.2.8 Lavado de la torta de filtros

encuentre a una temperatura que ex ceJa HO permite prevenir que las ceras de la tnrta se quen y ayuda a evitar problemas de c·re<:inlictlln1 teriano. El agua debe ser distribuida unifnrmcm a lo largo de la longitud del tambor. siendo müs tiva cuando se aplica sobre el laUo del · viaja hacia arriba. Una fina película de agua además fluir hacia abajo sobre Jos laUos. casi la bota, permitiendo un efectivo sello sobre medida que emerge de la bota. El poi en cachaza se reduce al ¡¡,Jcrcl111C11Im cantidad de agua de lavado. Sin embargo, ducción en la pérdida de pol por incremento vado tiene que ser balanceada con respt::cto a; La capaciUad de la torta para absnrbcr la dad adicional de agua sin acanalamiento e ciencias; La reducción de pérdidas que habría sible obtener con la misma cantidad de siendo aplicada corno imbibición proceso de exu·acdón; La demanda adicional de vapor de querido para evaporar la cantidad ! uoua· L: te,ndencia a menores purezas del jugo do al incrementarse el agua de lavaJo impurezas parcialmente solubles son · durante el lavado, resultando en una caída reza entre el filtrado y el jugo clarificado).

,¡1 /;\ es la carga de sólidos de lodo. ,\!S<> • ~ ~ • al bagacdlo. en t/h por lOO m- de arca 100. 11\v/r\ es la carga de agua en t/h por ·de ürca de filtros. gr.ítica que ilustra la variación del contenido la torta de cachaza con respecto a la carga de de Jodo y el agua de lavado aplicada, a partir regresión, se presenta en la Figura 11.13. contenido de sacarosa en la torta de filtros 1• corno:

donde li'Mso.cakc son los sólidos de lodo en g/100 g de torta. Un esllldio comparativo de los cambios en las pérdidas de poi en cachaza de acuerdo con la cantidad de agua ele lavado usando esta regresión fue propuesto por (Wright 2005). Para formular el punto de referencia, la carga de agua tiene que ser calculada a partir de la información disponible sobre la tasa de aplicación del agua de lavado y el área de filtrado operacional efectiva. La carga de sólidos de lodo puede ser estimada directamente a partir de la producción de cachaza registrada o indirectamente como se ha descrito.

(1 1.5)

Gntcadores parad agua de lavudo con placa

Aplicación de lavado. Tanto las boquillas (espray) rociadoras corno las goteadores son utilizadas para distribuir el agua de lavado sobre la torta de filtros. Muchas instalaciones tienen cubiertas sobre los espray que dificultan la inspección. La cubierta ayuda a minimizar los efectos de corrientes de aire sobre el agua atomizada. Usualmente se utilizan múltiples filas de espray pura cubrir la zona deseada. Un arreglo de cuatro filas con boquillas espray espaciadas 400 mm cscalonadamente podría ser suficientes si los espray se seleccionan para una capacidad de aproximadamente 3 Llmin con la presión de operación del agua deseada. Las boquillas espray que se taponan dejan parches secos sobre la superficie de la torta, condición que debe ser rectificada a la menor brevedad. Se ha encontrado que el reemplazo de las boquillas espray con gotcadores en los filtros de lodo permite eliminar el taponamiento de boquillas y Nt;/ácncias ('Úg. 31 1

304

mejora la eficiencia del lavmlu. Los gotcadorcs generalmente se usan en la sección superior del filtro, dado que es en esta zona donde se puede aplicar la mayoría del agua y

los gotcadores tie-

¡ 1.2. JO Análisis de la torta de flltros y retención de sólidos de !oLio

11 Filtración

Tabla 11.-J.: Condiciones para la operación satisfactoria de los filtros de cachaza

JísrJCtsll'" Pardmetros de operación Vado de adhesión de !orla en kPa absolutos Vado de lavado en kPa absolutos Temperatura de alimentación del lodo en oc

Rango Bajo

Elevado

30 25 70

70 40 05

Frecuencia de rotación del tambor en min/revo\udón Frecuencia del agitudor de la bota en min- 1

2 2

Espesor de la torta en llltrus en mm Propon.:ión de fibra en la torta Retencitín de sólidos de lodo en % Slllidos de lodo en cachaza en gil no g Stílidos totales en cachaza en g/100 g Temperatura de agua de lavado en ce

5

lO lO 25

0.3 O. K nen una mayor ca60 95 pacidad. En algunos 15 25 casos los gotcadores 22 37 se alimentan usando HO l/5 cahczalcs de tubería Flujo de agua de lavado en g/1 00 g torta so 320 de acero inoxidable Flujo de agua de lavado en g/1 00 g súlidm de lodo en tnrta 400 160() de 50 mm provistos con orificios de 1.5 111111 que son agujereados u Jo largo de la cara superior y espaciados 25 111111 a Jo largo del mando del filtro, el nivel de la bota, la tubo. Una placa o ángulo de metal con borde asede rotación del tambor y del agitador. así , rrado se usa para ayudar a distribuir uniformemenatención que se da al entrenamiento Jc los te el agua sobre la superficie del filtro (ver Figura dores, tienen que estar sintonizados para 1 l 1.14). Los goteadores llevan a mayores temperasultados óptimos con respecto a la pérdida de turas del agua de lavado sobre la superficie de la la operación de los filtros. torta, dado que la atomización con boquillas espray Las condiciones de operación óptimas causa un enfriamiento significativo. Los goteadoden del tipo y capacidad de los !iltros res se deben ubicar cerca a la superficie de la lOrta, y de sus equipos auxiliares, así como la cual no debe dejarse secar en esta zona. la carga de sólidos de lodo (que varía con Es una buena práctica tener un tamizó colador tenido de suelo en el jugo) y de las auto-limpiador o dos coladores en paralelo de alta sobre la adición Je agua de lavaJo. Un capacidad (uno en espera 6 standby) sobre la línea condiciones de operaci6n típicas se presenta principal de alimentación de agua de los filtros. Un Tabla 11.4. medidor de flujo integrador, preferiblemente del Los siguientes factores contribuyen a tipo magnético o vortex, es un instrumento muy zar las pérdidas de poi durante la liltradón: útil para monitorear el consumo total de agua en la El uso de clarificadores rápidos que! estación de filtros. la retención del lodo y del jugo; La remoción continúa de lodos a un te pequeño pero con buen met.dado agentes acondicionadores y el 11.2.9 Control operacional ayuda lillrante son añadidos; La transrerencia de Jos lodos pn,feriblcm La operación de la estación de filtros es compleja, requiriéndose la interacción de un buen por gravedad o usando un tipo de control del equipo con el acondicionamiento de la baja turbulencia: alimentaci6n de filtros. La interacción de la adiLa alimentación continúa a las botas de ción de agua, la adición de sacarato. el reciclaje sin sobre-l~ujos; Mantener un nivel de sumersión del del filtrado. la adición de Hoculante en filtros y clarificadores, el mantener una proporción de fibra lativamente bajo para minimizar la (bagaci!lo) óptima, la configuración del cabezal de la bota del llllro:

uniforme del agu
su apliracic"lfl: de la velocidad del filtro y de la l de los aditivos acondicionadores de 'J' st· r el flu1·o de c<.~chaw producido p a n11. !1. t · ' : ... - . la entrada en la alnn:ntac¡on de_ hliros. ehasí el sohrc-!lUJO de matenal desde la de Jos liltros al tanque de alivio a nivel del ,

de una bomba del tipo preferido v re-cin.::ular el lodo que haya lle¡anqu~ de alivio a nivel debido u sobre1

Análisis de la torta de filtros y retención de sólidos de lodo mar el contenido Je sólidos insolubles lLICStra de tona Jc filtros se deve involucrar :rntitu 1cit.ill de la cantidad total de sólidos mey una corrección por sólidos solubles. se calcula a partir del valor del cnnteni1 en ]a muestra y Ud Brix refractométrico porci6n filtrada de la muestra original. fracciün de libra de los sólidos insolubles se define cmno aquella parte que se reen un tamiz con tamaño de malla 100 luego extenso lavado con agua limpia. El resto del se define corno los sólidos de lodo, que por precipitados del proceso de así como también por partículas de e han sido l:l\'adas Je la caña en el tren de propon:iün de fibra es la relación entre la de llbra (n bagacillo) y la fracción de sólodo. Usualmente ésta se mide en la alitambién medida en la el cálculo de la reten-

""'ncmn de sólidos de lodo. Lu retención se 1 el

porcenl H5 %). Los métodos que

305

se pueden utilizar para determinar la retención son: La retención se puede aproximar a partir Je la proporción relativa de la llhra en la alimentación y en la torta de los filtros. Se supone que toda la fibra presente en la alimentación de filtros se retiene en la torta de cachaza. Retención= 100.

ll'MSn.C;lle . H'F.r>lud

11 LóJ

Si se tiene disponible un estimativo del flujo total de jugo filtrado, se puede efectuar una medición del contenido de sólidos de lodo en el filtrado y calcular el flujo de sólidos de lodo conespondiente. La retención se calcula entonces directamente como la relación porcentual entre el flujo de sólidos en la tortu y la suma de los tlujos de sólidos en la torta y en el filtrado. Un estimado tosco de la retención se puede obtener a partir de mediciones del contenido de sólidos de lodo y del Brix refractométrico en el lodo alimentado ( ~~'r-tsu.rvhal y 11'1ms.:-.h1.) y en el filtrado (II'Mso.Filtr Y 11' 1ms.Fihr)' tal como se presenta en la ecuación ( ll. 7). Se supone que todo el material soluble presente en la alimentación de filtros terminará en el jugo filtrado. {Los sólidos en el filtrado pueden ser estimados rápidamente mediante centrifugación en tubos cónicos graduados, usando un estándar de calibración que relacione el volumen de los sólidos con el contenido de S(Íiidos. Las lecturas de turbiedad del filtrado obtenidas con un nefei{>metro pueden también ser calibradas para brindar un estimativo de los sólidos en elllltrado.) Retención= 100~ 100 ·

H'r.Jso,Fil!r ·

H'rms.l>h~
11'1\lSo..\luJ

ll' ll.DS.f'iltr

Efecto de la retenciiin sobre la tasa de alimentación )' la cachaza producida. El efecto de la retención de los filtros sobre las cantidades de alimentación y de torta de filtros a ser manejadas es significativo. Esto se puede estimar utilizando una simple hoja de cülculo que represente un balance alrededor de los filtros, con entradas y salidas como se muestra en la Tabla 11.5. El principal supuesto para el cülculn es que todo el bagacillo (llbra) presente en la alimentación de filtros termina siendo contenido en la torta. Los resultados se presentan en forma gníllca en la Figura 11.15.

Rtji.•rt•ncitls pdg. 311

Tabla 11.5: Cúkulu del efecto de la retención de sólidos de lodo sobre lns tlujns en lihrus Vulurcs de entrada

-&-~~ ·~ de Indo en g/100 gjugn crudo ca!icntc/cncaladu 1.0

Agua Ue luvm.!o en g/100 g de torta

Jugo clarificado en t/100 t cana

St'ilidos totales (incluso libra) en g/100 g de lortt¡

Prnporci{in Ue hagacillo (fihru)

SOlido~

100

rnatcriales han sido utilizados para . r;tspadoras. pero actualmente el mate. es d pulieti!eno de alta densidad. se dcsgustan progresivamente y deben ¡_:asiunalmente para restaurar el perfil 0

Vulnrcs culcnludns 50

-10

Retención '1·

60

711

RO

\)()

SOlidos de lodo en g/1 00 g de jugo de alimcnwcilÍn del clariticndor

LOO

LOO

LOO

1.00

Sólidos de ludo en cachaza en t/h

1.00

LOO

1.00

1.00

1.25

1.00

OXJ

0.71

1.00 1.00 0.6]

2.25 1L25 2.50 1.25 3.75 50

2.00 !0.00

I.HJ

1.71

1.6]

9.17

8.57

8. !J

1.56 7.7P,

SOlidos de bagacillo {fibra) en cachaza en t/h SOlidos totales (lodo+ bagacillo) en t/h Flujo de cacb;ua para el contenido total Uc stilidos en t/h Sólidos tlc ludo en la alimt:nlaciün t.lc filtros en t/h Slllidn'i de hag:.n:illo en la alinwmación de !lllrus en t/h S!'!lidn'i totales (lodo+ hag;:¡dllo) en la alimcnlacitín en t/h Flujo total de alirnentacirín (a 7.5 g sdlidos totales/lOO g

1.0{)

!.no 0.5(í

2.00

1.67

1..13

1.00

0.83

0.71

1.25 O.flJ

0.5fl

2.50

2.1--1 28.6

I.KS 25

1.67 22.2 11.67 26.1!

3.00 -10

33.3

1.1!

alimentación de liltros} en t/h Flujo de agua de la\'ado adicionada en t/h

Flujo total de jugo

fillr;~tlo

en t/h

16.9

15.0

13.75

12.85

12.2

55.63

--15.00

37.92

32.81i

29.06

ln!ÍÍIIU''"''" de la cachaza. La manera más

deshacerse de la torta de filtros o cachaza con un sistema de canales y esclusas Jos lodos y permita verterlos en el camafc•r!urnwJmnclrn!e, en la actualidad este sisteprohibido en muchas úr_eas por regulaciones No obstante. el ststema era capaz de sólo un :írea limitada adyacente a la fúbriLuisiana la tnrta de cachaza generalmente se grandes lagunas de almacenamiento que 1• durante la parada entre zafras; esto es posible gracias a la corta duración de la meses.

Encas.o rll que los liltros estén instalados en una Se aprecia que una baja rctendón conduce u incrementos de la demanda de bagucillo. mayor pérdida de poi debido al incremento de la cantidad de cachaza, incremento de los Oujos líquidos en los Jiltros, así como también un incremento en los requerimientos para el acondicionamiento de los lodos (floculante etc).

11.2.11 Manejo de la torta de filtros

!O

Raspadores de cachaza. El diseño de dores o rasque tus de cachaza que desprenden de la superficie del tambor es un factor para la buena operación de Jos liltros. Un inadecuado puede conducir a taponamiento malla. La opemciún de los raspadores se toma cialmente importante a altas velocidades del y con tortas de filtros delgadas. En la mnyoría de diseños modernos se raspadores segmentados !lo tan tes t l contrapeso o resorte pam acomodarse a las · ridades del tambor. Es importante que d t: asiente ligeramente sobre el tambor con una de perfil amplio y unifonne, de manera que partículas dentro de los orificins de la ma!!a. objeto de prevenir ntascamientos. el ancho del te del raspador debe ser m:ís amplio que las de calafnteado entre los bordes de las

S

5

Un factor que es importante para buena retención es mantener una proporción bugacillo (fibra) satisfactoria en la aiÍHH''"""';' filtros asegurando que el bagacillo sea de dad. Esto es particularmente importall!e en las casque utilizan difusión.

12

o o

6

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4,----2

~·- -·---"~====:~=====:---===:::~~;¡ ..

~

o4L0,_---~50~---6-0----7-0----~B-0----9-0---1--00 Retención de sólidos de lodo en % - - o - Torta de filtros a un contemdo de sólidos --"'-- Sólidos de lodo en la torta ---<>··-·· Sólidos totales (lodo y f1bra) en la torta _,_,__Sólidos totales (lodo y f1bra) en alimentación de filtros Sólidos de bagacillo (fibra) en la torta

Figura 11.15: Estimación del efecto de la retención de sólidos de lodo sobre los flujos en liltros

307

! ! .3 Manejn del jugo flltrado

JI Filtración

306

elevada. es posible hacer un arreglo para torta de cachaza caiga directamente a través hasta un contenedor pam el almacenacachaza (cloaca). d cual est:í configurado sobre Jos camiones transportadores. en la mayoría de casos la cm:haza cae de los fi!trus sobre bandas recolectodh·íd!Jal·es· quc se rcüncn consolidando el flujo sola banda que descarga sobre un contecachaza elevado. En algunos casos la torta , se combina con la ceniza de !as calderas la sedimentación y filtrado de( agua relos lavadores de gases. La mezcla mejor valor como anmdicionador del importante que d contenido de agua en la

' o en !a mezcla cachaza-ceniza sea regulaevitar derramamientos excesivos durante la los camiones y durante el transporte por dado que esto puede conducir a reclamos casos se contratan compañías de para remover la cachaza costo, las cuales obtienen sus ganande la venta de la cachaza a lo; culticaña dado su valor !.:omo fertilizante y del sudo. iVIccanismos de llenado que son accionados por el ope~ador del permiten cargar rápidamente los camiones.

El derrame que ocurre durante la carga de los camiones puede ser minimizado utilizando esteras de caucho. Adicionalmente se puede también instalar un sistema de lavado por inyección de agua sobre el piso de concreto, el cual lava el lodo den-amado luego de cargar cada camión y en conjunto con una bomba colectora de desagüe. que transfiere los lavados al sistema de cenizas, permite conservar esta área limpia. El Jos sistemas antiguos la cachaza se dejaba caer sobre un vagón o trúiler, el cual, tan pronto como fuera llenado, era remolcado por tractores para su dispersión en los campos, mientras que el vagón se remplazaba inmediatamente en la fábrica para continuar la descarga. En casos donde se cuente con un sistema de bandas para la cachaza existe la oportunidad de instalar un sistema de pesado en línea, lo que pemlite integrar el 11ujo total de cachaza producido por la estación de filtros. La producción de cachaza puede ser verificada con la masa neta total de la carga en los camiones usados para transportar la cachaza y distribuirla en los cañaduzales.

11.3

Manejo del jugo filtrado

11.3.1 Cantidad de jugo filtrado La cantidad total de jugo filtrado a ser recin:ulado varía de acuerdo con diversos parúmetros de los filtros. Esta cantidad es especialmente sensible al nivel de sólidos de lodo que entra con el jugo mezclado, la retención de sólidos en los filtros y la concentración de sólidos de lodo en los lodos removidos del fondo del clarificador. Las variaciones con el contenido de sólidos de Jodo del jugo y con la retención para las condiciones presentadas en la Tabla 11.3 se ilustra en la Figura 11.16. Para las condiciones de operación más comunes el flujo del filtrado se encuentra en el rango de 12 a 1H % caña para molienda, mientras que es mucho más bajo en f:íbricas que utilizan difusores de caña. donde el jugo crudo o mezclado contiene mucho menos bagazo y la contribucilín del suelo en caña es menor. Con una alimentación de filtros diluida, el flujo de filtrado a través de las tuberías internas y la pérdida de cabeza en las tuberías externas se incre-

Rc:f"ermcia.\· pcig . ./ f f

3118

ll Filtración

60

trado asociado con la fase de adhesi()n

m

>C

~ D D

S o

40 30

u

~ 20 "~ w

u

o o 10

"'

0

de la torta a bajo vacío y el filtrado'"'"'"'"'" a la fase de lavado de la tOiia a allo v·te' p . ' 10. ar se mstalaron tanques separados con h< b lln ·ts traJo y controladores de vado '' bajo vacío de adhesión fue controlado e , . on una vula sobre una !mea de a1re entre los receploce, adhesión y de lavado, donde solamente el de lavado fue provisto con un condcns· d bomba de aire. , .t or Y

50

e

w

11.3.3 Separación de arrastres

0~~~--=-~~~--~~~ 40

50

60

70

00

90

100

Retención de sólidos de lodo en %

Figura 11.1(1! Flujo de jugo filtrado en función de la re~ tendón de sólidos de lodo Uel filtro, para contenidos de sólidos de Jodo en el jugo crudo calcntudo/cncalado entre 0.25 y 1.0 g/100 g:

mentan significativamente. Es probable que debido a limitaciones de la tubería en esta área algunas fábricas no puedan ser capaces de aprovechar al máximo los beneficios potenciales que tiene el motar con una alimentación de filtros diluida.

11.3.2 Recolección y bombeo de jugo filtrado El problema del derrame de filtrado por las mallas durante la descarga de la torta de cachaza es cvideme hasta cierto grado en casi todos los filtros de la industria azucarera y puede ocurrir desde los bordes delanteros o seguidores. Los filtros para lodos de caña est<Ín sujetos a este comportamiento debido a que los raspadores utilizados en la descarga usualmente se encuentran alrededor de 30" por debajo del eje horizontal. Hule el al. (1986) utilizaron una caída de 50 mm en los colectores delanteros. en conjunto con otras modificaciones del sistema interno de tubería diseiladas para minimizar el derramamiento de filtrado. Sin embargo. se evidenciaron restricciones en las tuberías externas del filtrado. con una reducción significativa del vacío de lavado en las cabezas de válvulas. En las primeras instalaciones de filtros se hicieron esfuerzos para separar el 25~30% del jugo fil-

Sin embargo, el beneficio obtenido ,. ., ... nn 1a paracwn de las dos clases de filtrado fue la calidad del flltrado de alto vacío no es ternente buena como para continuar el de m~nera que normalmente. los dos liltrados ¡ combmados y se retornan al Jugo crudo. De hecho. en una simplificación que es 1 en las instalaciones recientes. los Jos flltrados manejan en un solo tanque receptor cnrnún. nivel del vacío Je la conexión de adhesión cnn cabezal de mando se regula utilizando una manual o automática relativamente grande sobre línea que va al tanque. Las bombas de jugo filtrado son li!Sll:llme¡11,,; de tipo centrifuga, pero que se deben esp•ecilicrrr· para poder sobrellevar grandes picos transiiloni<.lS\: del flujo de liltrado, superando en varias veces tasa de operación normal de aproximadamente r:;() caña. además de operar con fiablemente con baja cabeza de succión neta positiva. Se deben venir particularmente las fugas en los sellos vos. dado que afectan la capacidad de las para mantener un bajo nivel en el tanque Es conveniente contar con un método e<<.mli1ahiE' para determinar el nivel del filtrado en el que permita verificar la eficiencia de la bomba. Los , problemas de las bombas de filtrado han sido en; ocasiones causa de grandes pérdidas indctcrmi--: nadas en las fábricas. asociadas con el arrastre de : jugo liltrado a los condensadores de los liltros. El jugo flltrado puede ser extraído sin nece~i· dad de usar bombas cuando el receptor de nitrado al vacío se encuentra a una elevación suficiente (-9 m) por encima de un tanque a nivel del piso que recibe el filtrado. Este sistema se ha operado en las Filipinas y en la India. El reciclaje del filtrado impone una carga adicional sobre las principales bombas de jugo llltrado. Esto se debe considerar a! especificar estas bombas.

Separación de arrastres Nc•nnulnt'""" los arrastres a condensadores de

-· ,.

stituve;l un problema siempre que el

no con.

-

]a sección transversal del tanque receptor de

, 1· ,c1,, 11 ¡cmente !.!rande. las entradas del 11 1 ' ' , ·stéll dirinidas. tangencmlmente hacw filtt1ll 1o t:. I::' • el tanque y el desfogue de gas al condensa.lcsde d 1mnto más elevado del tanque. ¡ornc u es importante evitar fugas del vacío en de !as bnrnhas de filtrado y en los tanques. >\c:lil"'"'"ruentes recomiendan que las tuberías para llltraclo sean de materiales resistentes a la co./. <'lYo" \' suministrar una holgada caída de cabeza

..

309

se encuentran de 0.3 a 0.4 m~/min por caJa m 2 de úrea de filtros. Con 0.3 m 3/min por m 2 de área de filtros el Uesplazamiento es 45 m.l/min. Para una presión absoluta de 30 kPa, las cartas psicométricas infieren una fracción de la masa de aire para aire saturado -0.7 y una densidad del aire húmedo -0.2 kg/m1• El flujo másico de aire a la bomba sería -0.38 t/h y la humedad 0.16 t/h, para un total de 0.54

t/IL

l1.3.4 Condensadores de los filtros

El flujo total al condensador de esta cantidad de aire junto con las l.OR t/h de humedad serian entonces -l .46 t/h, o 122 m3/min. El flujo total de aire húmedo a la bomba de va~ cío sería entonces 0.54 t/h o 45 m3/min. Para una velocidad de diseño máxima de los gases de 40 m/s, el área de la sección transver:al de la conexión del condensador debería ser entonces 0.051 m 2 (154 mm diámetro) y para la conexión con la bomba de vacío 0.019 m 2 (155 mm de diá-metro). El diseño del cuerpo cilíndrico-cónico del condensador puede realizarse de igual manera que para los condensadores de evaporadores y tachos, excepto en que las obstrucciones internas debido a bandejas y placas se mantienen al mínimo y las tuberías se dimensionan para permitir el paso Je grandes flujos

La cantidad de vapor a ser condensado en los condensadores de los (iltros es relativamente baja, pero este vapor está cargado con una gran cantidad de aire que se aspira a través de la superficie de malla de los filtros. así como también del que entra a través de fugas. El condensador tiene que ser diseñado para manejar picos transitorios de aire, de pnr lo menos la capacidad nominal de la bomba de aire. Para la filtraeión en una fúbrica de azúcar que muele 200 t/h de caña y tiene 150 m 2 de área instalada en liltros. el dimensionamiento de las líneas del condensador puede ser estimado mediante e! siguiente procedimiento: La carga de vapor en las líneas del filtrado se estima a partir de la evaporación nash de un !lujo típico de 30 t/h de filtrado que se enfría desde 90 hasta 70 'T. obteniéndose 1.1 t/h. Esto podría variar con la temperatura y la cantidad de agua de lavado aplicada. Los valores típicos para el dimensionamiento de las bombas de vacío en Suráfrica y Australia

de aire. Considerando una proporción holgada de 100: 1 entre el agua de inyección y el vapor condensado, se requeriría alrededor de 100 t/h de agua para un tiltro de la capacidad considerada en este ejemplo. Con base en el flujo de agua de -100 t/h necesario para condensar -1 Uh de vapor a una baja eficiencia de contacto, el área de la sección transversa! del condensador debería ser 0.92 m2 para una estación de filtros que maneja una molienda de 200 t/h caña. Sin embargo, es recomendable utilizar un área müs grande para poder manejar los grandes picos tran~ si torios del flujo de aire. La columna barométrica o 'pata de Torricelli' tendría que ser dimensionada con un diámetro de apruximadamente 200-250 mm para que la secciCm transversal pueda manejar el rnüximo !lujo de agua. Algunos diseños exitosos han usado condensadores con cuerpos abiertos provistos de simples boquillas de dispersión ó espray que aplican el agua de inyección en la parte cLmespondiente al 75 % inferior del cuerpo del condensador.

"''"""¡,,,_-receptores y !as bombas de filtrado. mayor preocupación la constituye la preespuma de filtrado en la línea de desfogue insullcicncias en las bombas de jugo filtra,acmuu" Esto puede cuusar grandes pérdidas. Para evitar situación. el tubo de desfogue al condensador debe dimensionar en forma holgada y el condeben\ localizarse a una altura muy por dd nivel del tanque receptor de flltrado.

Ne{crcncias púg. 311

r .

310

.-l-.2 i\'Jonitoreo de cambios de pureza y de ücido láctico 1 Referencias Capítulo 11

11 Filtración

11.3.5 Clarificación del jugo filtrado

11

Solución de floculante

.

<;C Jlh111

El jugo filtrado generalmente se retorna sobre el jugo crudo o mezdado. sea en el tanque de jugo mezclado ;mtes del calentamiento o en un tanque in~ tcrmcdio (si existe). Con el tanque intermedio se tiene la ventaja Ue que el incremento Je flujo debido al retomo de filtrado no incide sobre la primera etapa de calentamiento. Anteriormente, para evitar los efectos del retorno de jugo filtrado, una práctica común solía ser reclarificar el llltrado usando un pcqueüo clarificador especial, esto luego de un recalentamiento y encalado. De esta manera era posible obtener un jugo muy limpio, junto con un lodo espeso que se retomaba a los filtros rotmivos. Suviron Ltd., India. comercializa un sistema clarificador sin bandejas para el tratamiento de jugo fil~ tmdo que se asevera puede brindar consistentemente un buen desempeño. Aparte de la gananda obvia de capacidad en el clarificador principal por evitar el reciclaje, es posible que la naturaleza más compacta del lodo obtenido en los clarificadores de filtrado ofrezca un mejor desempeño de la estación de filtros al vado al incrementar el espesor y la porosidad de la tona de filtros (Hugot 19!)6:272), así como también otras ven~ tajas (menor color, menor contenido de CaO. menos deterioro). Las desventajas son mayor complejidad. la necesidad de contar con un calentador adicional, un tanque de reacción. un clarificador adicional y la aplicación adicional de controles (cal o sacarato de cal, fosfato y floculante). El jugo filtrado puede también ser tratado por fosfo-lintación, tal como lo hizo inicialmente Tate and Lyle para la clarificación del jugo de caña {Talo-Filtración). Un esquema comercializado por Chemical Systems Technologists (India) se muestra en la Figura 11.17. Varias instalaciones que prodw.:en filtrado clarificado brillante operan en Colombia, las Filipinas y en algunos otros lugares. Una buena clarificación del filtrado puede ser obtenida cuando el pH se mantiene alrededor de -8.5 unidades. En la producción de azúcar 'blanco directo' se puede presentar una desyentaja por incremento del color cuando el jugo que ha sido talo-filtrado se mezcla directamente con la corriente principal de jugo clarificado que tiene un menor pH. En las fübricas que producen azúcar crudo o refinado esto no representa necesariamente un problema. ya que el <\juste final de color es controlado en la refinería. La notación a bajo pH {mennr a X.O) usualmente resulta en filtrados Je

n

Ácido fosfórico

por ejemplo en los Estados U mdos. UsuHJ\llCil'tcla única J'onna de recalentar los Indos es mediante inyección directa de vapor de p¡¡rc/wsc (2001) a!irma que inrecchín de \'aJHII' en las hotas de los.filtms ;;;n,,ccWIW. para 11 umtencr tempcmtums slt}ióemc/lftas que ¡wLTCIIgml el crecimiento microbioEs mejor critar la recircu{acirín temporal de lodos t'Ú/1111 tanque de alil'io para almace-

Tanque pulmón

de filtrado

reacción

tJugo filtrado Figura 11.17:

Sistema comercial úe darificucilín

fnsfn-flntación

elevada turbiedad que deben ser reciclados al crudo. Las espumas o escoria son en algunos recicladas a la alimentación de los !iltros. de ra que la retención global de la combinaciün rotativos más clarificador pnr !lotación es cercana 100%.

11.4

tiene relativamente bajLl si el pH de

·' :. .. en d tlltro se mantiene por ent.:ima de Íniltcn.l 1es . _ . . . . . , . ¡ lclmlos es tan pro!ubJdos en muchos Los 1nn11 •1 1 ~ .

Saca rato de cal

Pérdidas microbiológicas

11.4.1 Efecto de la temperatura La opnl1unidad para que se desarrollen microbiológicas durante el llilrado es rd.aüv:nncrlte alla, especialmente cuando se Jeja que la tcn:lpcra!IJm' de los lodos descienda por debajo de 75 los paros de fábrica. los filtros deben ser 1 limpiados minuciosamente, usando vapor para rectar las tuberías internas de filtrado y la ""'rerlide'. del tambor. Es importante mantener temperaturas en la alimentación de filtros y el agua de lavado minimizar las pérdidas microbiológicas en Jos 1 de cachaza y alrededor de ellos. El agua de deberü ser preferiblemente condensado a -XO dosificación de fonnaldehidos es un método para reducir la velocidad de las pérdidas en el 1 el filtrado cuando la temperatura cae por 70 oc o durante los paros de la fábrica. Una -300 mg/kg de alimentación de filtros pueJe ¡ la actividad microbiológica, pero es esencial que- · realice un muy buen mezclado. Durante los paros fübrica esto se puede hacer recirculandlJ los lodos Y alimentación de filtros. La proporción de inversión

oc.

#iuieii,IO 1w todos. ¡mes este tanque generalmente 110 ¡·e~,rlelllll<,lll o desin/(x·rado y se toma rápidamente {200-0 encontró que existe una gran >.;;;,,,;a en Ja tasa de formación de la torta de filtros la temperatura del lodo se mantiene alrededor ,·,,¡;, cr; ''Col jugo filtrado se enfría por Jescmnpresión a la br~ja presión en los receptores de lilsiendo comúnmente la temperatura del filtrado recicla al proceso alrededor de 70 En caso ;, 'iííé.electuar cualquier tipo de clarificación de jugo lile! !iJtrado se debe recalentar hasta la tempera-

:·•. ····lll'"'""

oc.

:¡;:; Thm"" operación del clarificador.

Monitoreo de cambios de pureza y de ácido láctico impurezas solubles son capturadas dulas cuales llevan a una caída de pucntre el jugo en d lodo que llega al filtro y el !i!tradn claro que se obtiene a la salida. Esta generalmente es del orden de 2 a 4 unidades, debería ser posible mantener la caída de pupor debajo de 2 unidades: de hecho debería posible mantener la diferencia de purezas entre clarificado y llltrado por debajo de una unidad ;:.;uvm•" 1996). Las mediciones de productos microbiológicos ta< '"om;n el úcido láctico brindan el mejor indicador efectos microbiológicos reales sobre el prncetncluY<'I1llose a la estación de !iltros. Los niveles en el jugo filtrado deben ser menores a -600 ~ 1 gill:¡tlol:ictico/kg DS (Limmet 1996).

...· • ''""'el lavado.

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JIJ

312

Tecnología de punta al alcance de 1 indústria de azúcar, etanol y a

EVAPORACIÓN

La cvaporuci(m es una operacmn esencial en ]as f¡jbricas Uc azLícar, y es un factor que de'ji;Jiermirmampliamcntc la eficiencia energética. Ésta la concentración del jugo ; ¡;:;:,:;,~:~:::, incremL:llla hasta un contenido de sólidos disueltos

:;;i~~:~~~;~ ~rUe 65 a 68 S'"r. lo cual la conviene en el ;·;;

cnnsu111idor de vapor. La configuración dt:: evaporación determina la cantidad ,;¡;:<¡¡,, vnnor que la fábrica requiere. y por lo tanto el ~c
Y

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1

12.1

Transferencia de calor con ebullición

12.1.1 Rango de temperaturas y presiones El vapor que se suministra a los evaporadores usualmente es vapor de escape, que generalmente se encuentra a presiones entre 180 y 250 kPa. Las temperalUras de saturación del vapor correspondientes son 117 oc y 127 oc. En éste capítulo todas las presiones se presentan en unidades kPa absolutos. Se recuerda que 100 k.Pa son equivalentes a 1 har ó 14.5 lb/in 2 . El último efecto del tren de evaporadores normalmente opera en un rango de presiones entre 12 y 17 kPa. correspondiente a temperaturas de vapor satumdo entre 49 "C y 57 "C. Éste rango de presión corresponde aproximadamente a un vacío entre 16.5'' y 25" de mercurio en la mayoría de fübricas de azúcar. que tienden a localizarse cerca del nivel del mar. El mismo valor de vacío a otras elevaciones o presiones atmosféricas representa presiones absolutas y temperaturas de saturación distintas. Ésta es una buena razón para preferir siempre el uso de presiones absolutas en lugar de vacío. La presión absoluta óptima en el efecto final se discutirá en la Sección 11.5.3.

f?c/ál'llci/1.1" púg. 367

Evaporw.:iün

314

Presión en kPa

Temperatura en De

zo

60

48

80 100

102 198 361

12.1.2 Elevación del punto de cbulllición

··tción a presión positiva, donde lama. oJos Jos cuerpos operan por encuna del o ¡ , ·ión atmnslcnca. " . 1 t' • en ta como se e cctua Jeprcs _. azucarera de remolacha. se evtla en las 1 de azúcar de caña por múltiples razones: existe igual necesidad de reducir la demande vapor. dado que el bagazo usualmente l evnpo,

120 140

315

de interés, y por lo Ianto es suficientemente precisa para casi todo cálculo Jc evaporadores. particularmente al considerarse la incertidumbre con respecto a los coelicientes de transferencia de calor. En la práctica. los valores de Llth son ligeramente superiores a mayor presión y menor pureza. Una relación mús precisa se presenta en la Figura 12.1.

sulit:icntc combustible y no se ·eren meJidas extremas para el ahorro de reqUJ

energía.

.

.

.

.

12.1.3 Cabeza hidrostática

¡contenido de azucares mvcrttdos en los JU-

;'';>:;.g<J5 de cai'ia de azúcar es mucho mayor, por lo tia fonnación de color que resulta de la rede estos a altas temperaturas representa ;;y;; '"'""" un problema mayor.

Las p~rdidas de azúcar y la formación de color son minimizadas al reducir el perfil de temperaturas a lo largo del tren de evaporación. Los menores per!ilcs de temperatura hacen posibk el uso tk evaporadores simples tipo Robert con mayores tiempos de residencia. sin que se presenten pérdidas por inversión excesivas.

Elevación del punto de ebullición A medida que la concentración de sólidos Ji>>:u,•lros se im:ren1enla. la temperatura de ebullición

0.7

líquido aumenta por encima de la corrcspontcmperatura de vapor saturado a igual preLa elevación del punto de ebulliciém es una

0.6 0.5

·•···••••

:>_

0.4

::',:',:::~,"'';~¡'~de los cambios de las propiedades del El grado de elevación del punto de ebu-

Los líquidos que hierven por debajo de cierta cabeza hidrostárica presentan ebullición a mayor temperatura que la temperatura ele saturaciün del vapor en el espacio por encima del líquido. Éste efecto se debe tomar en cuenta al realizar cálculos de evaporación para los tipos de evaporadores mtís comúnmente utilizallos. donde se presenta una ebullición por debajo de la superficie lÍ sumergida. Éste efecto normalmente es pequeño en la mayoría de evaporadores. pero se torna importante al aumentar el vacío. pues la cabeza hidrostática se vuelve significativa con relación a la presión absoluta del cuerpo. La elevación del punto de ebullición puede calcularse como el incremento de la temperatura de saturación debido a un incremento de presión equivalente a la cabeza de líquido correspondiente. La temperatura promedio de ebullición Jebe ser evaluada a la profundidad media del líquido, que es 0.5 ·h. donde hes el nivel del líquido en ebullición, es decir a una presión fJ¡¡, relacionada con la presión en el espacio del vapur Pv y con la densidad del líquido pL mediante:

cstá Jcterminado por la concentración. La ( 12.2)

0.3

.">;"evacllm del punto de ebullición Llr11 está dada por ¡ ·tasiglliente aproximación:

0.25

( 12.1)

12.1.4 Ecuaciones individuales para cuerpos evaporadores

0.2

panir de ésta ecuación se obtiene que, para un de sólidos disueltos u• 05 = 60 %. la ele-

O. 15

0.1~---~-----~----~--~---------c---: 80 o 30 40 50 10 20 60 70 Contenido de materia seca en 'l-0

Figura 12.1: Elevación del punto de ebullición de soluciones purus de sa<.:arosa, con base en datos de

del punto de ebullición es exactamente 3 "C.
Inicialmente se discuten las ecuaciones para un st'llo cuerpo evaporador (Figura 12.2) y se introduce el concepto de coeficiente de transferencia de calor, para luego pasar a discutir el caso de evaporación con múltiples efectos. Los llujos de vapor y líquido en kg/s están represenlados por m· v y n( L respectivamente. El llujo de condensado que sale de la calandria es n( e

Spengfcrd

( 1938). comunicación personal por M. flrulms, Elsdorf, Alcmunia N((crt.'ltcias t't.ig. Jó7

316

12. 1.S Definición del coeficiente de Lransfcrcm:ia Ue calor

Evaporuci(m

f

ri1v.1

Ji¡V.O . /)./¡VI

=

+ ¡j¡L.O , /¡LO

¡j¡\'.1.

hv,l

=

+ ,¡,L.o. hu

-tilv 1. /¡ .

l..i

+

rhv,o

bn:tieilllO' de jugo. tal como se describió en Y.l.3. ]~sta definición del área difiere u!ilizaJa en Europa, donde se emplea interior de los tubos Y la longitud total Un uso incorrecto de la definición del

,, 1''""'"" puede conducir a errores de hasta cuando los tubos son cortos y de diámetro rile,,

Esto se puede simplificar efectuando cierta.. ~ SIC!ones. En caso de que no se presenten

-

Figura 12.2: Diagramu csquemillico de un cuerpo evaporador individual

?.

de calor, 1"" = ~- ~i adem~s se supone que las entalpms del hqmdo son ¡guaJes. y que el específico de evaporación no cambia con la o temperatura, la ecuación (12.9) se reduce a:

Partiendo de un balance de masa global: ( 12.3) ( 12.4)

Esto indica que 1 kg de vapor evapora 1 k!! de Ésta simplificación es útil, ayuda a entender 1 porm.:i6n con nuíltiples efectos. y frccm'IItc'nt brinda resultados bastante acertados, mente a presiones elevadas.

(12.5)

convem.:it'Hl Australiana utiliza el área exte]os tubos y la longitud entre placas, pero además d ürca expuesta de las placas {:irea total de la placa de tubos menos el 1 por los tubos y el conducto bajante) e inferior. El error introducido al excluir es< J.5 r;L sin revestir mayor importanEn Jos países donde se efectúa limpieza mecüe los tubos. estas superficies se encontraran · severamente y desempeñaran un mí nirol en d intercambio de calor. Tnmbién es imponante tener claridad en cuanto 1 de expresar la temperatura del líquido en Las elevaciones del punto de ebullición al Brix de! jugo D.t 11 y debidas a la cabeza ;l¡í¡!rm;tática .6.1 11 se deben tomar en consideración J9Hó:57 1l. Por consiguiente:

Balance de sólidos disueltos: (12.6)

representa la concentración de sólidos disueltos en g DS/100 g solución medidos por RDS o Brix. 11'

05

Bulancc de entalpía: lilv.o · hv.o

+ lit!..11 · hL,II =

= lilv.l

. hv.l

+ lilu. hu+ lile¡. /¡C.I + Ql""

12.1.5 Definición del coeficiente transferencia de calor La ecuaci6n de transferencia de calnr es: a aquella utilizada para los calentamientos pero aún mús simple, dado que las ternpt:rartnra la calandria y del líquido en ebullición son tantes bajo condiciones de operación estal<:innm y por lo tanto una simple diferencia de tenr;wcrat< es suticiente. La tasa de transferencia de calor Uaúa por:

( 12.12) Ivs.i es la temperatur~l de saturación del va-

el i-cnésimo efecto. Este es generalmente el aceptado para el cülculo de la diferencia ··J~¡:terrrpe~::rt
a la altura hidrnstütica se omite y la ...,-., .. ,._de temperaturas es mayor, lo cual afecta

( 12.13)

112.7) donde Q1"" es la pérdida de calor en kW del evaporador y h representa la entalpía en k.l/kg. Utilizando !u ecuación (12.4). ÚI\'.O '(!J\'.II- /¡CI)

=

+ Ji¡UI

¡j¡\'.1. IJ\'.1

'/¡LO=

+ ¡iJL,I. /¡LI + º1""

(12.8)

Utilizando la ecuaciLín ( 12.5) y asumiendo que nn ocurre subenfriamiento del condensado:

O=k·A·(r -r)' \'

donde Q. es la carga térmica o cantidad de transferida en kJ/s o kW. k es el coelicicnte de transferencia de calor en kW/(m 2 · K). fv temperatura del vapor que se condensa. ti la ratura del líquido en el i-enésimo cuerpo.· "C. y r1 es el área en m 2 especificada con hase diámetro exterior de los lllbos y la separación., placas de la calandria. Éstu es la misma · de ~í.rea de transferencia de calor utilizada para

presente cuando se examinan •;2>\l'CfiCÍt'nt,cs de transferencia de calor Australianos. es generalmente ligero, con excepción del cuerpo, caso en el cual los coeficientes de Australianos pueden ser menores en aprnxi~1ldtrmcntc20 {;(.. los evaporadmcs de película descendente no cabeza hidrostütica y es correcto utilizar la j (12.13). diferencia de temperatura entre el vapor que en una calandria y el espacio ·de vapor

317

en el siguiente efecto se conoce como diferencia aparente de temperatura. Ésta es raramente utilizada para los cálculos del coeficiente de transferencia de calor en las fábricas de caña de azúcar. Los coeficientes de transferencia de calor así calculados se denominan coeficientes aparentes de transferencia de calor. Es también importante detallar el método utilizado para el cálculo de la elevación del punto de ebullición debida a sólidos disueltos. Para Jos evaporadores de azúcar de caña tipo Robcrt éste efecto se evalúa con base en el Brix a la salida, es decir asumiendo que ellíquiúo en el cuerpo se encuentra mezclado uniformemente. Sin embargo. para los evaporadores de película descendente esto sería claramente incorrecto y la elevación del punto de ebullición se debe evaluar utilizando un valor de RDS que represente el promedio de los valores a la entrada y salida (el valor de RDS a la entrada representa el promedio de la alimentación desde el efecto anterior y el líquido recirculado). Éste efecto no es importante cuando los jugos tienen un bajo RDS, pero puede ser muy significativo cuando la concentración del líquido es mayor. Al comparar valores del coeficiente de transferencia de calor es importante entender comD han sido calculados. En éste texto, para los evaporadores tipo Robert y de película ascendente. el coeficiente de transferencia de calor se cakula usando las siguientes suposiciones: La temperatura de ebullición del líquido es mayor que la temperatura de saturación del vapor en una magnitud determinada por las elevaciones del punto de ebulliciém debido a sólidos disueltos y a cabeza hidrostática. La elevación úel punto de ebullición debida al contenido de sólidos disueltos se calcula con base en el Brix a la salida. El
Rc{ercncius púg. 367

318

12.2

Evapomción

Principios de evaporación con múltiples efectos

122,1 Principios de Rillieux La evaporación con múltiples efectos fue desarrollada por Norbcrt Rilliew: en Luisiana y patentada hacia 1840. Ésta tecnología ha tenido un impacto significativo en la industria azucarera y en muchas otras industrias que involucran procesos. A partir de investigaciones en la industria azucarera. Rillieu.r desarrolló reglas generales o principios para el diseño y funciomuniento de evaporadores: l. En un evaporador múlticfecto con N efectos. un kg de vapor evaporará N kg de agua. Por consiguiente. en un tren de evaporadores de dos efectos. un kg de vapor evaporará dos kg de agua; en uno de tres efectos, tres kg de agua: cte. 2. Cuando se efectúan extracciones de vapor desde el i-enésimo efecto de un tren evaporador múlti-cfccto de N efectos, para ser utilizadas en reemplazo de escape en otra aplicación distinta de los evaporadores. el ahorro de vapor será i/N veces la cantidad de vapor utilizada para ésta tarea. Por lo tanto. un kg de vapor extraído tlesdc el segundo efecto de un tren evaporador de cuatro efectos, permitiría ahorrar 214 x 1 = 0.5 kg de vapor. Similarmente. un kg de vapor extraído del tercer efecto del mismo tren de evaporadores permitiría ahorrar 3/4- x 1 = 0.75 kg de vapor. Chen y Cho11 ( 1993) propusieron un tercer principio. aunque únicamente los dos anteriores fueron sujetos en la patente de Rillieux. Éste es: 3. En todo lugar donde se condense vapor o extracciones de vapor. se deben efectuar arreglos que permitan liberar continuamente los gases incondensables. Los dos primeros principios se utilizan para configurar el arreglo de la estación de evaporación de manera que utilice la cantidad correcta de vapor. consistente con la disponibilidad de bagazo y la capacidad de generación Je vapor. Casi todas las fábricas Je azúcar cuentan con trenes evaporadores que tienen entre 3 y 5 efectos. Es también una prüctica generalizada el uso de extracciones de vapor desde al menos el primer efecto. y frecuentemente del segundo o tercer efecto. para tareas de calentamiento en las estaciones de calentadores y tachos.

La economía de vapor lograda no se incurrir en costos adicionales. A meu 1·,1. ~ • . . , .. •l que mero de efectos mcremema la d!lercncia de ratura disponible. entre el vapor de escape . .r · de ] u'1 timo · u1cmnes e 1·ecto, debe ser •\ l largo de un mayor número de cuerpos 1 Esto significa que el área de intercambio de deberá incrementar conespondientemcnte de que un mayor número de efectos adicio~a en términos de tubería adicionaL controles , plejidad. No ohstante, en general es ¡ . 'y choso aceptar ciertos costos adicionak:s de los mayores beneficios en términos de energética que es posible obtener. Esto se i. müs detalladamente en la Sección 12.5.

l2.2.J Sistemas de llujo cocurrente vs. contracorriente vs. combinado

'""""on·ie~IJIIé. debido a que resultan en una mav el líquido de mayor viscosidad 10 11 , """"""'" 1 ,,fecto müs caliente. Sin embargo, en e ,__ .• 1111 icntn Jc azúcar el arreglo concu'rorcs. . . prefiere debido a las s1gUJentes razones: •• ,ín de color depende de la concentraorrn
12,2.2 Extracciones de vapor A

A medida que incrementa el número del desde el cual se extrae vapor. la temperatura extracción es menor. En consecuencia para la economía de vapor (y a menudo la C<tpal'i prefiere erectuar las extracciones desde l ' cerca del último como sea posible; pero te esto es restringido por la tarea para l;t utilizado el vapor. El vapor 1 se utiliza r r· en los tachos y los calentadores de jugo. que el vapor 2 se usa con frecuencia para una ra etapa de calentamiento y en los tachos El vapor 3 se utiliza únicamente en uque!los donde se requiere una economía de vapor malmente elevada, generalmente como de procesamientos derivados que requi~.:rcn cantidad de vapor y/o bagazo, limitando por disponibilidad para la fábrica.

Vapor de escape

-

} :Ex1racoon de vapor

t

2

uw

1

-

t¡

eon densa doc

3

Hlll };! ¡

~·,:

;¡¡

4

!11

· Ul

'---- di'

L______ _j

¡ Jugo clanf1cado

J

B

Vapor de escape

-

Meladura

f :xtracción

xtracoón de vapor

3

nrrr

1Hl

~

lUU

1

_,

2

1 ~

1

1H HH 1

1

__ __¡

''---- . ---- 1 ¡::¡

Meladura

12.2.3 Sistemas de flujo cocurrente contracorriente vs. colmlJ,imtdo

Condensador

de vapor

4

L_

•

Normalmente los cvapuradores para que operen en un aneglo concurrente. cir con los tlujos de líquido y de vapor en la dirección. tal como lo muestra la Figura 12.3 A. otras indusu·ias no es raro encontrar que operan con aJTeglos de llujo en connacl.
tantán ea por descompresión ·flash' al entrar en el siguiente efecto promueve efectivamente la circulación en los tubos, mejorando la tasa de transferencia de calor. Por el contrario, en los sistemas de tlujo en contracorriente el líquido que entra a cada efecto se encuentra subenfriado, de manera que parte del área de los tubos se utiliza ineficientemente calentando al líquido, lo que conduce a menores tasas globales de transferencia de calor. En un sistema de flujo en contracmTiente la evaporación flash del jugo clarificado se perdería al condensador, mientras que con un sistema Je flujo concurrente se evaporaría una cantidad equivalente de agua en cada efecto. La meladura sale del último efecto a la menor temperatura, suficientemente baja para limitar pérdidas y formación de color en caso de alma-

f;deEx racoon vapor t

319

f Extracción

e

de vapor

'~----···------ ___ _¡1

¡::¡

f Extracción

'L _ _ _ Jugo clarificado

Condensador

de vapor

1 Vapor de escape ~

1

"1!1

cnmracnrricn-

2 ¡;1

o}

'----

:nnnrn

3 '----

"TnnJT

4

-

-·-

Jugo clarificado

'JI.J 111·1

fvletadura

\.;iJ Re)i..'reucia.l· prig. 367

12.2.5 Pérdidas de calor

Evaptmu:ión

322

mente a lo largo del tren de evaporadores. No se han efectuado muchos estudios para aislar estos efectos, algo que es virtualmente imposible mediante mediciones de campo en equipos industriales. La ecuación más conocida que pretende tomar estos efectos en consideración es la fórmula de Dessin, la cual ha sido ampliamente utilizada con cierto grado de éxito. La fórmula sugiere valores del coeficiente de evaporación; la ecuación original se reconoce en unidades Inglesas -lb/(ft2 • h · aF)- como: (1~.14)

El denominador era originalmente 16 000, pero se ha encontrado que los valores calculados resultaban muy elevados y que incrementando el denominador es posible obtener una mejor representación para las condiciones de diseño. El RDS del líquido se toma como el valor a la salida del evaporador, ll'os.u· En unidades métricas, kg/(h · m 2 • K), esto conduce a:

Evaporación= 0.00089 · (lOO -ll'ns.J · (ts,- 54) (\2.15) Para poder convertir ésta expresión a una ecuación de coelicientes de transferencia de calor, es necesario mulliplicarla por el calor espedfico de evaporación. En el rango de presiones de interés, y teniendo en cuenta el carácter aproximado de ésta relación, un valor promedio de 2300 kJ/kg se puede tomar, con lo cual la ecuación (12.15) se convierte en: k = 0.000567 · (lOO- 1\"ns .•

J (t,. -54)

(12.161

donde k se expresa en kW/(m 2 ·K) y fs 1 es la temperatura del vapor en la calandria, no en el espacio de vapor, en ac. La mayoría de intentos de desarrollar conelaciones para los coeficientes de transferencia de calor presentados en la literatura acaban en algün tipo de ecuación que incorpora los DS del líquido y la temperatura. En algunos casos la diferencia de temperatura se incluye para tomar en consideración el hecho de que una mayor transferencia de calor ocurre cuando el líquido hierve más vigorosamente. Probablemente resulta inadecuado incluirla como una variable independiente. dado que el coeficiente de transferencia de calor le incluye en su denominador, y algún grado de co!Telación matemática existirá inclu-

s~ en ca~o de ausencia de una relación causa-efecto. Es muy 1mprobable que el valor de k se corre)·¡'Cl\). . ne linealmente con los DS Y la temperatura. Por lo tanto se puede postular que la correlación p·rr· ' .t 1o~ c?e~cientes de transferencia de calor puede tener la s¡gu¡ente fonna:

¡¡¡hin L!..2: Codicicntes de transferencia de calor para

Jisdio en k\V/(m=' · K) (Lm•c el al. !999)

:Efecto Priman segundo Ten:cro

m.n¡ Guo et al. ( 1983) obtuvieron una ecuaciún que ticn" ésta misma forma con base en estudios Uc labor&~ torio_ la cual es similar a la anterior, ignorando efectos hidrostáticos y el nivel óptimo Jcl jugo los tubos, y que está basada en la temperatura líquido en ebullición:

Ésta ecuuciém tiende a sobreestimar los valore<'""" el ültimu efecto. Guo et al. también mostraron sus cifras se pueden correlacionar utilizando a la cosidad ~Len Pa · s como variable irnJ,epiO!Kiierrte, cual es afectada tanto por la temperatura como

los RDS:

Los cambios de RDS (RefraCtnmetric Solids = sólidos disueltos determinacos por tomctría) y temperatura en los tres nrirm"'"' eli son relativamente pequeños en ,.,.,,,,,,.,,.•¡,;., cr cambios experimentados en el último th y Taylor ( 1981) encontraron que por los coeficientes de transferencia Je calor primer y tercer efectos se encuentran l. S kW/(m 2 ·K). Por otro lado. para los zados como efecto final los valores de k lacionados con la temperatura del vapm a último efecto fvs,N como se presenta a

Cuarto Quinto

Quddruple efecto

Quíntuplc efecto

2.5 2.1 1.7 0.7

2.5 2.5 2.0 1.5 0.7

El efecto del nivel de líquido puede ser también muy significativo. introduciendo una complicación wJicional a la medición. e incrementando la dispersíón de las meJicioncs efectuadas en plantas indus1riales. (J¡w et al. ( 1983) encontraron un müximo bastante pronunci<Jdo con niveles entre 0.3 y 0.4 m ¡mrcndma del fondo Je la calandria.

Pérdidas de calor se ha informado sobre ninguna medición ;,exll:mstiva de pérdidas de calor que haya sido efecla pnictiLa. Es!as pérdidas son lógicamente ¡ltpencliCJltcs del grado de aislamiento de los cuery de las tuberías. Fives Cail supérdida d~ 1.5 e,:;, del calor transferido en ! de cada cfcc\o (Jounu:t 2005). lo cual suposición razonable. pérdidas de calor son mayores en los primedado que estas son dependientes de Ja de lempemturu entre el cuerpo evaporaambiente. Las pérdidas de calor ' son las m
k =0.034·1vvN -1.13 Los valores presentados en la Tabla dan para propósitos de diseño con desempeño factibles que han sido csitablccic práctica durante muchos años en Su;uáfri<~ al. 1999) con efectos cmidrupks Y cifras están basadas en mediciones los c{¡lculos de úrea y temperatura de como se sugirió en la Sección 12.1 .5.

de gases incondensables

inter~ambio

323

y detendrán la transferencia de calor. En el vapor de escape normalmente existe una cantidad relativamente pequefiu de gases incondensablcs. esencialmente aire. Por otro lado, durante la ebullición algunos volátiles del jugo son evaporados, parte de los cuales no se condensarán, ¡0 que lleva a que el contenido de incondensables sea ligeramente mayor en los vapores vegetales provenientes de los cuerpos evaporadores. Adicionalmente. en los efectos que open~n al vacío existe la posibilidad de que grandes canl!dades de aire sean introducidas a través de fugas en los cuerpos o en las tuberías. Honir.: ( \963: 172) reportó que la cantidad de gases inco!~­ densabl~s varía desde ¡ () mg/kg de agua evaporada en el pnmer efecto hasta 100-200 mg/kg de agua evaporada en los efectos tinalcs. - ~ ~ Honig (1~63: 166-1 68) recomienda no permitir que el contemdo de inconclensables en el vapor llegue a. sobr~pasar 2 g/100 g para garantizar que la translerencm de calor no se vea afectada adversamente. Esto implicaría que la cantidad de vapor a remover debe ser por lo menos 50 veces la cantidad de gases incondensubles. Es decir, la cantidad de ¿.,.,_ . ses mcondensables u purgar deberá ser 50 veces l 00 a 200 mg:/kg, que significa 5-1 O g/kg ó 0.5-1.0 S'. Es por lo I~nto razonable utilizar un valor objetivo para el desfogue (venteo) de incondensables de 1 <¡~_, del flujo de vapor que entra a la calandria. . Los incondcnsablcs se pueden purgar en el sig~¡ente efecto_ sin embargo, algunos autores reconuendan purgar a la atmósfera todas las calandrias qt~e operan por encima de la presión atmosférica, mientras que todos los demüs incondensables se pueden desfogar al espacio de vapor del ültimo cuerpo, previniendo la acumulación de incondensables en las calandrias consecutivas. Existe poca diferencia en términos de consumo de vapor. . En caso de purgar todos los incondensables al ültnno efecto_ estos deberán ser conducidos por separado usan.t~o tubería~ independientes. de manera que la ~~?ulacmn del desfogue de un cuerpo no afecte la preston de descarga de los demüs desfogues. lo cual afectaría los correspondientes flujos. El bloqueo del f-lujo ~cune en todas las líneas de incondensables que d~s­ lt~gan a! último ~recto, lo cual debe considerarse para chmenstonar CUidadosamente las tuberías. Respecto a esto, resulta más fácil desfogar los incondensables suc~sivamente a efectos consecutivos, teniendo líneas ~e. mcondensables tmis cortas y el Oujo estancado umcamcnte en el desfogue a la última calandria.

324

12.3

Cálculos para evaporadores de múltiples efectos método abreviado

Los cálculos para la evaporación múltiefecto se pueden simplificar signillcativamentc mediante el

uso de algunos supuestos, con lo cual se pueden

puede calcular fácilmente sustrayendo la de evapnradón en ese efecto del !lujo de · entra. JUgo Los cálculos son ligeramente müs ""'"Plic,¡; cuando se tienen extracciones de ilustra con el siguiente ejemplo:

E,icmplo

El calor específico de evaporación no cambia con la presión.

Considérese el cuádruple efecto mostrado en 1 gura 12.4 A El flujo de jugo que entra es 1{)() con una concentración de 13 IJo ROS, mientras a la salida la concentración es 65 (k ROS'. . u el consumo de vapor de escape utilizado en e] mcr efecto y lus !lujos de líquido intermeUios.

Todas las entalpías de los líquidos son constantes. independientemente de la temperatura y la

(A) Sin extracciones de vapor:

obtener respuestas que son sorprendentemente pre-

cisas para sistemas de evaporación concurrentes. Las suposiciones requeridas son:

concentración de sólidos disueltos.

La evaporación total obtenida

No existen pérdidas de calor.

( 11.11) es:

En la Sección 12.1.4 se mostró como estas suposiciones .:ondw.:en a obtener la ecuación ( 12.1 0), la cual sugiere que 1 kg. de vapor condensado en un evaporador evaporará 1 kg de agua. Estas suposiciones conducen a errores que tienen efectos opuestos, cancelándose pan:ialmente entre ellos. La desventaja de éste método radica en que no toma en consideración las tasas de transferem:ia de calor y las áreas, pam lo cual se hace necesario utilizar un procedimiento de cálculo m<Ís riguroso. El punto de partida es el cálculo de la evaporación total, iniciando en un balance global de sólidos sobre un tren evaporador de N cfeetos: (12.21) La eantidad total de agua evaporada n( E puede calcularse de la ecuación ( 12.11) como: ( 12.22) En ausencia de extracciones de vapor, la cantidad de agua evaporada en cada efecto se puede obtener a partir de m· E/ N, donde N es el número de efectos. Esto equivale a la cantidad de vapor de escape que se consume en la calandria del primer cfet:to, y también equivale a la cantidad de vapor condensada en el condensador barométrico luego del último efecto. El flujo de jugo que sale de cada efecto se

¡iJ, ~ 100· (1-13/65) ~so t/h.

La cantidad de evaporación en cada efecto tanto R0/4 = 10 t/h. La demanda de vapor de es igualmente 10 t/h. El flujo de jugo a la ... primer efecto es 100 ~ 10 = RO Uh, y para el · do y tercer efecto es 60 y 40 Uh respectivamente. La concentración de OS en el jugo que sale de! pri~ mer efecto es 100 · 13/80 = 16.25 1X;: los valores de DS para el líquido del segundo y tercer efectos 11.7 %y 31.5 1X) respectivamente. (B) Con extracciones de vapor: Se supone que son extraídas 16 t/h de vapor del primer efecto y 6 t/h desde el .<>egundo. La cantidad total de evapo· ración se conserva igual, es decir 80 t/h. Sin em· bargo, la cantidad de evaporación en cada efectn es diferente que en el caso previo debido a las extrae· ciones. Los cálculos se pueden efectuar suponiendo que la cantidad de vapor que sale pm
=x+x+(x+6)+(x+6+1ó)=4x+18

315

12.4 Cálculos para evaporadores de múltples efectos- método riguroso

Evaporación

12.4

. , debe resolver p
12.4.1 Derivación de ecuaciones El sistema de ecuaciones a resolver se obtiene de una serie de balances de masa y energía para el tren de evaporación globalmente y para cada cuerpo individualmente, como se representan en la Figura 11.5, con base en una operación en estado estacionado. Inicialmente la evaporación por descompresión 'flash' de condensados en cuerpos subsiguientes se desprecia. La extracción de vapor desde el cuerpo i-enésimo se representa como lilvn,;·

·'

'

Balances globales Masa:

(12.23)

= 2:-lilvB.• + ¡i¡\',r-;

Cálculos para evaporadores de múltiples efectos método riguroso

1ilv.o

+ /Íil.,ll = 1i1v.N + IÍIL.N

'"1

N

N

•=1

i~l

+L.. lile,,+ Llilvn.i

{1.1.24)

rhv.3

A

2 1F_!

¡;¡

_U

4

3

IJ l

'--- 11"1U !Ir!.

llHLliJ" 1

t16 (x+6) t/1

B

Vapor

--~

X+

22

U! m Hll

~

Jugo e~~ 100 Vn

-L

4

3

H11!. illl'

f 65 t!h

X

'

'

2

1

de

escape

6 uh

1

~

Jlli\'l

'-- •1t!LI

~ura

t

1

46 t!h

1!11:1

33 t/h

20 tfh

Figura 12.4: Tren de evapmadores en cu:ldruple etCcto: A Sin extracciones de vapor: B Con extracciones de vapor 1 y 1

Reji.•n•¡wias [!dg. 367

12.4.2 Cálculos aplicando el método riguroso

Evaporación

326

rhvs. 1

rhvs,,

1-------,

327

1-------,

rhv, 1

(11.33)

Efecto 1

Efecto N

Efecto i

Donde fihvL es el ¡:alnr especíüco de evaporación. El vapor generado por ebullición en cada cuerpo es:

Figura 12.5: Diagrama esquemútit:a para cálculos de evaporadores

(úly.; + lilvuJ = Sólidos: El balance de sólidos lo brinda la ecuación (12.21 ).

1

o utilizando la ecuuci¡ín ( 12.27):

Entalpía: lilv.o · hv.o

·(h .

!.,1-1

-h L.1.)-6 -1m;.i )

üílculo de la cantidad de cvaporacitín flash del condensado

+ 1i11..o ·/¡Lo= lilv,N · hv,N + ¡j¡L.:-< ·hu;+

donde Q101 ,,¡ es la pérdida de calor en el i-enésimo cuerpo en k \V.

+lil L,o-1 .

donde Q. ¡.,".i es la pérdida de calor en el efecto i. Se puede asumir que ésta requiere cierta cnndensaci6n de vapor. pero en realidad el calor transferido Q' ~e reduce en la ecuación de transferencia de calor (\2.11), El calor transferido que se obtiene a partir del vapor que se condensa en la calandria es:

El Cíilcu1o de !u ¡:antidad de condensado que sufre eraporución por descompresión instantánea 'flash' ¡f¡ , se basa en balances de masa y entalpía (ver Fi1 gura 12.6):

Balance de masa:

Balances individuales de cuerpos evaporadores (11.35) Balance de masa: ( 11.26)

Con ésta aproximación se supone que no ocUlTe subenfriamiento del condensado. Jo cual no tien~ ningún efecto significativo sobre el cálculo. aunque de

Balance de entalpía:

Método l Combinundn estas dos ecuaciones se obtiene:

t

¡iJ,. ,'.i

Balance de sólidos: ¡j¡L.i-1 · 11 'ns,,.- 1 = ¡j¡L.i · \l'ns.i

Balance de entalpía:

error. lo cual en la actualidad se puede realizar convenientemente mediante cülculos iterativos usando programas matemáticos u hojas de cálculo. Normalmente la convergencia es rápida. También se puede recurrir a una solución simultánea de ecuaciones, pero aún en éste caso se requiere de cierto procedimiento iterativo para el ajuste de algunos de los coeficientes (Hoeksrra \981 ). Las ecuaciones para la entalpía del vapor y del líquido, y las relaciones temperatura-presión para vapor saturado, son presentadas por ejemplo en Bu!mik et aL ( 1995). u también se puede hacer uso de las ecuaciones simplificadas que se presentarán en la Sección 32. l. La relación para elevación del punto de ebullición en función del Brix (ecuación 12.1) es igualmente apropiada. Las hipótesis 6 consideraciones iníciales varían dependiendo de si se está diseñando una instalación nueva o una expansión, o si los cálculos se realizan para evaluar la eficiencia de transferencia de calor en un tren de evaporadores existente.

Éste se aplica para el caso de la evaluación de un tren de evaporadores existente, donde se busca determinar los coeficientes de transferencia de calor. El conjunto de variubles requeridas y aquellas a calcular se presentan en la tabla siguiente:

(11.19) Figura 12.6: Rcpresentución csqucmütica de la evaporm.:i{m instamünea pnr descompresión 'tla:.h' de condensado

12.4.2 Cálculos aplicando el método riguroso 1

las ecuaciones ( 12.28) a ( 12.37) son suficientes para efectuar los cálculos rigurosos. Generalmente las·o1UCJon .. de las ecuaciones se busca pnr ensayo y

.Í.n.w, de imcn:amhiu de lo•; ntcrpo'> Flujo d~ \';tpnr al conden<.ador Flujo de jugo que entra

Coclicicmc~;

Tcmpcra1ur;1 del jugo que culra

Flujo-. de jugo iutcrmedi
Contenido de !lS del jugo

Comcnidu> de DS en jugo1 imcrmcJio>

Contenido de DS tk la mc!aduru Flujo<. de cxtraccionc_\ de vnpor

de tran<.li:rcnLia de cillt1r

Evaporación

32R

Actividades: l.

Asumir el flujo de vapor de escape al primer efecto. De ser necesario se puede recurrir al método abreviado para estimar éste flujo. Calcular la carga térmica utilizando la ecuación ( 12.32).

3. El agua evaporada se calcula a partir de la ecuación (12.34). La temperatura del líquido a la salida se estima a partir de la presión en el espacio de vapor, introduciendo un margen para considerar la elevación del punto de ebullición por concentración de OS y por cabeza hidrostática. Adicionalmente es necesario asumir las pérdidas de vapor en los cuerpos. 4. El flujo de líquido que sale se calcula utilizando de la ecuación ( 1:2.28 ), y su Brix de salida con la ecuación del balance de OS ( 1:2.29). De ser necesario se deberá volver a estimar la elevación del punto de ebullición, para luego repetir los pasos 3 y 4. 5. El coeficiente de transferencia de calor se calcula utilizando la ecuación (12.11 ). 6. Los pasos 2 a 5 se repiten para el segundo efecto, y para todos los efectos siguientes. 7. Cuando el DS en el último efecto es calculado. éste debe ser comparado con el OS requerido al final del tren de evaporadores. El !lujo de vapor al primer efecto deberá entonces ser ajustado hasta que los valores de OS final cakulado y requerido coincidan. Esto se puede realizar convenientemente con una rutina de regresión estándar o con hojas de cálculo utilizando la función solver. 8. El valor de los coeflcientes de transferencia de calor k¡ puede entonces ser evaluado. Cuando éste procedimiento se utiliza para propósitos de diseño, el perfil de presiones y/o ;íreas en cada efecto se deben ajustar hasta que los valores calculados y requeridos de k; correspondan entre si. Al evaluar el desempeño de un sistema de evaporadores existente, es posible recolectar m;ís datos de los que se necesitan. de manera que el sistema resulta sobreespecificado con información redundante. En estos casos es útil efectuar un ajuste de cuadrados mínimos para obtener la mejor estimación del desempeño real en consideración a posibles imprecisiones de las mediciones.

Método 2 Con éste método tanto los flujos de jugo Cil . · mo vapor son desconoc1dos Y se deben estitnur: como también es necesario calcular lase .' e) intermedias. Estos cálculos difieren de los res en que ni las presiones intermedias ni el jugo son conocidos. Éste procedimiento es desde el punto de vista de diseño, dado que valores del coeficiente de transferencia de ¡ pecificados para cada efecto. Vuriuhlcs requcritlus Presión dd vapor tic ~1rnp~ Ar~n<, de imcn.:amhiu ti~ calor Coclicicntc<, tic lr~n,lhcm:ia de calor Tcmpcmlura dd j11go qu~ ~n!ra Cnnlcnidn de DS en jugo Comcnidu de DS en mcl:idur.l l'rcóilin en efecto lina! Flujo> de cxtracciouc¡, ¡_k vapor

Actividades: l. Estimar valores iniciales de los !lujos de j t y de vapor al primer efecto, usando el abreviado de ser necesario. 2. La carga térmica se calcula utilizando la ción ( 1:2.32). 3. La temperatura del líquido en ebullición se cula utilizando la ecuación ( 12.11 ). La peratura del vapor saturado se calcula · ciendo un mürgen para considerar la ck"ai:ÍÓII del punto de ebullición. 4. Encontrar la presiün de vapor com"r'nndíc'""'··· en el espacio de vapor a partir de tablas de por o utilizando una correlación. 5. El agua evaporada se cakula utilizando 1 ción ( 1:2.34 ). 6. El !lujo de líquido que sale se calcula i i do la ecuaci6n (12.28) y su Brix a partir de balance de OS con la ecuación ( 12.29). De, necesario se deberü volver a estimar la ción del punto de ebullición, para Juego los pasos 3 a 5. 7. Los pasos 1 a 5 se repiten para el s.,COI.IIltlncfcc' to, y para todos los efectos siguientes. 8. Cuando el OS en el último efecto es ca1l cuiad<'<' éste debe ser comparado con el OS requerido final del tren de evaporadores. El flujo de

12.4.3 Comparación de los métodos de cálculo abreviado y riguroso

al pril11er efecto debení enton~es ser ajustado , ·w que los valores de OS hnal calculado y has ·rido comct. ·ct an. E sto se pue d e re a ¡·1zar requt ~ nvenientemente con una rutina de regresión ~~tándar o con hojas de cálculo utilizando la

329

12.4.3 Comparación de los métodos de cálculo abreviado y riguroso

Los resultados del ejemplo utilizado para demostrar el método abreviado con base en el sistema mostrado en la Figura 1:2.4 de la Sección 1:2.3 función snlver. . _ _ . se comparan con la solución rigurosa en la Tabla ropósitos de d1seno, puede aun ser necesano 12.3. Para aplicar el método riguroso se requiere p las áreas de evaporación de los cuerpos considerablemente más información . .:e• , a lograr la rasa de evaporación deseada y una 1 511 Se asumirá que las áreas de los cuerpos son distribución del área entre los diferentes [000 y 620 m 2 para el primer y segundo efectos utilizando el criterio de eficiencia de área respectivamente, y 480 111 2 para el tercer y cuarto eCLHIÓ(lll 12.38). efectos. Los coeficientes de transferencia de calor utilizados corresponden a aquellos presentados Procesos de afina_mic~to en la Tabla 12.2, No se considera ninguna evapoExisten varios rchnmmentos que se pueden introración flash de condensados, y se asume que las Jt!CÍf fácilmente utilizando rutinas computacionapérdidas de calor corresponden a 1.5 % del calor transferido en cada calandria. Se asumirá además que las presiones del vapor de escape y en el efecto L La cv:.tporacicin por descompresión instantánea final son 200 y 16 kPa respectivamente. 'llash' del condensado que pasa de una calanEs evidente que los flujos de vapor y jugo obdria a la siguiente puede ser incorporada en altenidos con el método abreviado están muy próxigunos o todos los efectos utilizando la ecuación mos a los resultados del método de cálculo riguro(12.37). so. Se observa sin embargo que los flujos de vapor Las extracciones de vapor pueden cambiar con el nujo de jugo. Los requerimientos de vapor se incrementan en los últimos tres efectos con el método riguroso cuando no se hacen extracciones en los calentadores pueden hacerse propurciode vapor. En el cálculo riguroso se asumió que el nales al tlujo de jugo. y los requerimientos de vapor en los tachos proporcionales a la carga de jugo es alimentado en su punto de ebullición (111 ac). Se observan mayores desviaciones entre los sólidos disuel!os. Las caídas de presión a Jo largo de las tuberías dos métodos cuando el jugo del clarificador no se calienta, caso en el cual el flujo de vapor de escape desde los espacios de vapor hasta la siguiente incrementa desde 35.1 hasta 37.6 t/h. calandria pueden ser incorporadas. Las temperaturas y presiones que se obtienen con el método riguroso para éste ejemplo son presentadas en la Figura 12.7. Ésta ilustra el hecho de que frecuentemente Tabla 12.3: Comparación de los métodos de cálculo abreviado y riguroso la caída de presión a lo lar<=oncj~mplo Je la Figura 12.4 (B) go de cada efecto es similar en magnitud, mientras que la Método abreviado diferencia de temperaturas se Jugo Vapor Vapor Jugo incrementa progresivamente en t/h en t/h en t/h en tlh desde el primero hasta el úl100 100.0 35.1 35 timo efecto. Esto ocurre como 65 19 65.8 !H.2 consecuencia de la reducción 46 13 47.2 12.6 de los coeficientes de transfe33 13 34.0 13.2 rencia de calor a lo largo del 20 13 20.0 14.0 tren de evaporadores.

330

12.5

vapor que la fábrica consume, v gcncr·ri

Factores que afectan la economía de vapor y la capacidad

•

La economía de vapor de los evapuradores se define como el número de kg de agua evaporados por kg de vapor de escape suministrado al primer efecto. El arreglo con el cual los evaporadores se encuentren configurados detemüna la cantidad de

•

·

<

mente

detenmnado por las condiciones lm:alcs t 11 , •• . 'b'l'·' _, _, · 1 e lt¡an d1spom 1 Juau ue vapor y de bagazo. Usualtnc,me justi~c~ adaptar la estación de evaporadores a rcc¡tICf!ua<; ·,, condtcmnes. dado que las inversiones _ • los evaporadores son pcquenas en comp·rr·t " , ' < ClO[l los costos de otras alternativas. sea en tértn' . . l!los combustible suplcrncntano o el transporte v de excesos de bagazo. · Una vez que se decide la configuración d " 1a capac1'd a d se proporciona e. estac10n.

Influencia del número de efectos El

rilllt:r principio de Rillieux indica clarap ]a ccononua ' de v_apor esta' 1'u~rtemente que

, ·'-~""""" con d número de electos; es dc~.:1r un tren

,:>< evapuradm de N efectos requiere de 1/N kg Je vapur 1 kg de agua. La superficie total de ca-

•• j,,wrniento se incrementa de manera más o menos ·.··•·.···.·,,.,"""''iortal a N. En realidad se incrementa con mayor rapidez. al femímeno de elevación del punto de ebuIJldón en cada efecto que reduce la diferencia de

200 m

Calandria

~ ~

331

12.5.1 Influencia del número de efectos

Evapnración

:¡¡ m

disponible para la transferencia de 1 1 c<.!lor. Esto se ilustra en la Figura 12.7, que muestra como la suma de las diferencias de temperatura es 51.7 "C. mientras que la diferencia total de ' temperatura entre el vapor de escape y el vapor del último efecto es ó5.0 "C. En la mayoría de fábricas los evaporadores se ,encuentran cnn/lgurados como cuádruples o quínmples efectos. En algunos casos se utilizan efectos triples para ajustarse a condiciones particulares de la fábrica. No es comLÍn encontrar séxtuples efectos: un arreglo de este tipo fue descrito por Deplwjf( 1992), se introdujo al requerirse un mejoramiento de ln<"nt1ornín de vapor por la adición de una rellnería. inswladón fue convertida posteriormente a un . e: •"'""'"l''c efecto con uso intensivo de extracciones vapor. Para ilustrar los aspectos que afectan la econovapor y la capacidad se presenta en la Tabla ;.<JJ •1 "''"serie de ddculos rigurosos para una fáblica procesa 500 t/h de jugo clarificado (corresponde a una fábrica de 10 000 tc/d). Se ,,.; "'""'e que el jugo entra a los evaporadores a 112 oc con 12 (;¡, RDS. para ser concentrado hasta 67%

5

~ 100

.;¡: e

a

espacio de vapor de un cuerpo y la calamlria del siguiente efecto. La Tabla 12.4 pretende cubrir las opciones más comúnmente utilizadas, pero obviamente no es posible cubrir todas las alternativas. Las cifras muestran claramente el impacto que tienen el incrementar el número de efectos y la disposición de las extracciones de vapor. También se muestra que usualmente el uso de menores cantidades vapor está asociado con mayores requerimientos del área de intercambio de calor. Un aspecto interesante de estos resultados es el efecto sobre el vapor que va al condensador. y por lo tanto sobre la cantidad de agua de enfriamiento requerida. El mejoramiento de la economía de vapor tiene el benéfico efecto de reducir los requerimientos en torres de enfriamiento y bombas de agua de inyección. En general, la capacidad requerida en las torres de enfriamiento es inversamente proporcional a economía térmica .

w.

"

"'

------¡Mb.l

M2

70

60

50 1r Efecto

entra al cuerpo

1

sale del cuerpo

2o Efecto

entra al cuerpo

1

sale del cuerpo

3r Efecto entra al cuerpo

1

sale del cuerpo

entra al cuerpo

1

sale del cuerpo

Figura 12.7: Perfiles de temperatura y presión a lo largo de un evaporador cu<ídruple, con hase en el ejemplo resumido en la Tabla 12.3

La presión Je calandria en el primer efecto es kPa. mientras que la presión absoluta en el úl~ erecto es 16 kPa. Se asume una pérdida de ca1.5 e;;.. del calor transferido en cada efecto, y uso de los coeficientes de transferencia de presentados en la Tabla 12.2. Adicionalmente supone una caída de presión de 0.4 kPa entre el

12.5.2 Efecto de las extracciones de vapor El efecto de las extracciones de vapor efectuadas en los evaporadores sobre la economía de vapor de una fábrica se puede predecir con relativa precisión a partir del segundo principio de Rillieux. De acuerdo con esto 1 kg de vapor de extracción utilizado en reemplazo de vapor de escape para calentamientos permite ahorrar 1/.Í = 0.15 kg de escape cuando se cuenta con un cuádruple efecto, y 1/5 = 0.2 kg de escape con un quíntuple efecto. Los resultados de cálculos rigurosos presentados en la Tabla 12.4 muestran valores ligeramente distintos. Aparte del efecto sobre la economía de vapor, existe además un efecto de las extracciones sobre la capacidad de evaporación. Esto también puede ser inferido a partir de la Tabla 12.4. En general, una extracción adicional de vapor en los primeros efectos incrementa la capacidad de evaporación de un tren (o reduce el área requerida para determinado llujo); así como también las extracciones en efectos subsiguientes tienen un similar efecto. Por lo tanto el incremento de las extracciones de vapor pennite obtener meladura de mayor concentración o procesar una mayor cantidad de jugo obteniendo meladura de igual concentración. Las extracciones de vapor son entonces beneficiosas en

Re.(en.•,wia.Y pág. 3ó7

332

términos de economía de vapor y de capacidad. Sin embargo, al incrementar las extracciones de vapor se observa una reducción en la presión de las extracciones. En la mayoría de casos el incremento de las extracciones de vapor mejora la capacidad y la economía de vapor, pero esto no es universal. El efecto positivo se mantiene siempre y cuando el producto del área por el valor de k en los cuerpos que preceden a la extracción sea mayor que en los cuerpos siguientes (Lol'e el al. 1999).

12.5.3 Efecto de las presiones del vapor de escape y en el último efecto A medida que se incrementa la diferencia de presiones entre el vapor de escape y el último cuerpo evaporador, la diferencia de temperatura disponible aumenta y por lo tanlo se incrementa el potencial de evaporación. En la práctica existen restricciones y límites para estas dos presiones, y los valores óptimos en ambos casos dependen de las l:lmdiciones particulares de la fábrica.

Presión del vapor de escape. Al seleccionar la presión del vapor de escape se deben balancear varios factores:

No. de efectos

.

Si la presión del vapor de escape es puede lograr mayor evaporación en un nado tren de evapormlores.

.¡·-·cto se reduce. la diferencia de tempel: • • . · para la evaporac10n se mcrementa. existen otros factores que son también

·¡wno t:

u

Una presión de escape elevada genentthrtcnte dica mayores presiones en la evapor- 111· • ' on o pores vegetales, haciendo posible la de vapor a partir de efectos posteriores. Sin embargo, existen buenas razones para b.aja_la presión del vapor de escape, incluyendo 1 s1guJentes: Una. elevada presión del escape incrementa cantidad de vapor de escape generado por 1 turbinas. Esto afecta el balance global de 1 de la fábrica. Mayores presiones conducen a un imc··re,mcni<Jteni el perfil de temperaturas a lo largo de los paradores, lo cual lleva a mayores pérdidas sacarosa (ver Seccilm 12.8.8) y a la mdeseablrt'' funnación de color. En la práclica, una presión del vapor de escape dedor de :200 kPa parece ser apropiada para la yoría de circunstancias. El sobrecalentamiento vapor de escape se discutirá en la Secciún 12.8.3,

Presión absoluta en el último cuerpo. 1 en el caso del vapor de escape. existen factores conflicto que afectan la selección de una pn:sum •trp, tima en el último cuerpo. A medida que la

. . pr;'siones llevan a vapores de menor Baps ..... ··d·rd lo cual a su vez conduce a mayodcnsl • · ·-·locidadcs del vapor que promueven los re:._ \'l: nrrastres. Bajas presiones conducen a menare~ tem~eratu­ ras. que a su vez llevan a mayores v1sco~1dade> ufectandtl negativamente la lasa de translerencta

de calor. La temperatura de la meladura se debería encontrar idealmente alrededor de 60 oc. que es sulicicntcmcntc elevada para alimentar a los tachos y suficientemente baja para c~ntrolar las pérdiJ¡L<; en el tanque de meladura: esta corresponde a una presión de alrededor de 17 kPa. v Tar!or ( 19H 1) mostraron que existe un riptin~o qth.: maximiza la capacidad, el cual

""''"'''"'"" en la región de aproximadamente 16 correspondiente a temperaturas de vapor entre 55 y 60 "C. Esta conclusión es soen general por la mayoría de autores. Hugor ) sugiere un vacío final entre 14 y 16", corrcs]porrdl'c a presiones absolutas entre 13.3 y ' ' !OKYa. Perk (1 Y73 l recomendó que la presión del ,~; efecl.o final no debe ser inferior a 15 kPa.

En balance una presiún del efecto llnal de 16 a

17 kPa (25" vacío) parece ser óptima para la mayoría de condiciones.

12.5.4 Efecto de la temperatura del jugo clarificado El jugo que sale de los clarificadores llega con una temperatura que está unos pocos grados por debajo de 100 oc. La temperatura de ebullición en el primer efecto está alrededor de 15 por encima de éste valor, y por lo tanto se puede justificar el precalentamiento del jugo antes de su alimentación a los evaporadores. La exposición razonada sobre la instalación de calentadores de jugo clarificado se presentó en la Sección 9.8.1. En ausencia de calentadores de jugo clarificado, el jugo tiene que ser calentado en los tubos del evaporador. utilizando vapor de escape. El calentamiento de jugo clarificado utilizando vapor 1 en lugar de vapor de escape puede resultar en cierto ahorro de vapor, pero no logrará elevar la temperatura del jugo hasta el punto de ebullición en el primer efecto. El empleo de vapor de escape para el calentamiento de jugo clarificado permite elevar la temperatura por encima del punto de ebullición, lo cual trae como ventaja mayores velocidades en los tubos del evaporador. y en consecuencia es posible lograr mayores proporciones de transferencia de calor.

oc

N

VI

Extracción para tachus

VI

VI

VI

69.0

6lJ.n

ó9.0

VI

VI

VI

VI

VI

Vi

V2

50.7

50.2

Exlrm:cíún a tachos en t/h Extracción para calentamiento#:!. Extracciün a calentamiento #2 en t/h Extmcci1ín para

~:alcntamicnto

18.2

#\

Extracción a calentamiento lfl en t/h Evaporacidn flash de

18.2

!H.:!.

\'1/V2

V2

VI

VI

69.0 !H.2

18.2

V2

V2

V2

50.2

50.2

50.2

SI

nmdcn~ados

Arca en m': Ir efecto

3550

6fí0ll

6200

6100

[¡()()()

Arca en m 0 : 2o efecto

3551!

2·120

2:150

2-110

.J500

Arca en m=': 3r cfccw

3550

2·120

2350

2-110

1720

IR RO

Arca en rn 1: -lo efecto

3550

2--120

2350

2-110

1720

1880

1·1200

13R60

13250

!3330

1J!J.J()

Arca en

333

12.5.4 Efecto de la temperatura del jugo clarificado

Evaporación

m": 5o

(y

6o) efecto

Arca total en m2 E'icupe u evaporador en t/h

IBSO 10890 \3..J..B

1 tS:!O 230.7

Prcsitín del Vapor 1 en kPa

101.0

207..1

193.R

191.8

11!6.5

155.0

150.4

150.R

150.6

151.1

11-1.0

110.5

93.1

9.U:\

107.8

Vapor al conden•.ador en 1/h

IOR.l

W.l

59.9

60.1

.J7J

Escape total en t/h

239.9

207.4

193.8

\91.H

!86.5

Uso relativo de vupnr de escape

116

\()()

93.4

92.5

WJ.9

Presión del Vapor 2 en kPa

lHl.2

92.!

170.1

164.6 150.6

110.2

112.7

170.1

16-1.6

27.3 79.4

Tabla 12.4: Comparación Je cükulos para trenes Jc evapomdores cnm:entram!o 500 t/h de jugn desde 12 hasta 67 Brix, para diferente número de efectos y diferentes arreglos de !as extracciones de vapor, con y sin evaporación flash de condensados. Las presiones del vapor de escape y en el último efecto son 200 y 16 kPa respeclivamente.

l?t:fiYmciu.l' ptig. 367

334

12.5.5 Evaporación de condensados por descompresión instantánea Normalmente resulta ventajoso evaporar por descompresión instantánea o ·flash' los condensados de una calandria en la calandria del siguiente efecto. La Figura 12.8 presenta un arreglo típico. Para prevenir el paso de vapor desde un efet:to a los siguientes, se hace necesario colocar en las salidas de los colectores de condensados y entre efectos piernas U u válvulas de control de nivel (preferiblemente estns últimas). Los colectores de condensados que se presentan en la Figura 12.8 funcionan como Lrampas de vapor y también como tanques de descompresión 'flash'. El condensado del primer efecto usualmente se retoma directamente a las calderas, dado que éste condensado del vapor de escape es el condensado de mejor calidad disponible como agua de alimentación Je calderas. En algunos casos éste se retoma a presión. tal como se muestra en la Figura 12.H, caso en el cual no se tiene ninguna evaporación 'flash' en la calandria del segundo efecto. El condensado de los cuerpos subsiguientes se evapora por descompresión 'flash' en cada una de las calandrias siguientes, mezclündose sucesivamente con el condensado de las calandrias que siguen. Los condensados de tachos pueden también ser adicionados a las corrientes combinadas de condensados para aumentar éste proceso. Éste arreglo ofrece las siguientes ventajas: l'vlejor economía de vapor, dado que se añade vapor a las calandrias, cada kg de vapor llash

Extracción V1

Vapor de

12.5.6 Distribución del úrea de calentamiento

Evaporación

proveniente_ de conde_nsados del •-c<Je.s·¡ cional.

-

1

mcurre cuando los conde:n, ~s;":,~d.~o:s,;:i,'.~~;;l:;:e~~: conducen a un tanque de u ocurrirá evaporación por a la atmósfera. Los condensados que no se envían a son evaporados por descompresi(ín 'flash' ta llegar a la presión de la última calandria _ .' este punto normalmente se tiene una alrededor de 80 a 85 ideal para su como imbibición o para otros usos en Ja La Jesventaja de la evaporación de c··on•lcn,., es una ligera reducción en la evaporación total, orden de unos pocos puntos porcentuales. dado el efecto de los flujos inferiores de vapor reducir las diferencias de temperatura en los rns efectos, donde los coeficientes de trunSIIÚ
ac,

A condensador

3

Distribueión del área de calentamiento

,,,,

~e elimina la pérdida por condensados en

Extracción V2

2

"' 111

to evaporara una cant1dad (N-i) k!.! de.

4

Figura 12.8: Sistema de condensados típico pam un evaporador de quíntupk cfeelu (LC:

5

··cesidad de mantener cierta presión requeLa Jlt; · · b. • .1 ., , , el vapor 1 {)' quu.a tam 1en ue vapor • ) polf•l ., • . . 1 se efectúa una extracc10n sigm1cat1va ge. determina el ürea del primer efecto (y 'iíifralmentetJ·, ,,1 Jnl scnundo efecto). El ürea rec¡ueri-

Tabla 12.5: Cambios en la evaporación total de un quíntuple efecto evapomdor con di!'erentes relaciones entre el úrea del último eti:cto y las úreas inlennedius (úrea Lot¡¡J constante ROOO mJ, con úrea en el primer efcclu de 4000 m 2 ) Re lución

Último

de áreas

c!Ccto

A/A;

D.t in oc

en los efectos siguientes se determma buscando el !!rado de evaporación deseado. Las áreas ~ se seleccionan con base en cuerpos ;i'j·¡écue<Jtelllclllcdc igual tamaño para simplificar su

0.5 1.0

31.6 25.6

1.5

21.0

2.0

•,',?~JbnicJH:iO!l y reducir costos. Sin embargo esto no

3.0

IH.O 14.1

(;1111

t:

\e

•

"'.

•

335

Evaporación total t/h

¡;;, of A/A; = 1

162

85

190 200 202

liJO 105

106 103

196

;.·.,,,_,,,,.al uso óptimo de la superficie de intercamconsccucncia del hecho de que el valor de k en efecto es mucho menor que en los cuerpos La selección (lptima de áreas para cada efecto evaporación (Juego de aquellos involucrados en ;;' e>truccinncs de vapor) ha sido discutida por Hoeks(1981 ). quien mostró que para una distribución :; : •.,;.,,,.de supcr!icic de intercambio la relación entre de calentamiento y diferencia de temperatura c':;":~elw m.;nHcnm:c constante para cada efecto. Esto se

( 12.38) que el valor de k decrece progresivamente el tíltimo erecto. causando un incremento en ;J¡sdifcrrcnci;JSde temperatura, el área de los efectos incrcmL~lltarse progresivamente para optimisu distrihuci<ín. Rein (2001) mostró que para un de cuádruple efecto con extracción de val, la se!ecci(Í!l óptima de las úreas en los últimos Cefec·Jn' puede llevar a una reducción de 7.3 % del o un incremento de 4.1 % en capacidad cuando una distribución óptima en lugar de cuerigualtamaiio. Debido a esto la altemativa más efectiva para ;:mejorar la capacidad de evaporación en una fábrica adicionar ürea al último efecto. ;;""'""muchos arreglos de evaporación donde el úl;;;umn electo constituye un cuello de botella. Smith y •,;; .. myto,J'il98!) reportaron los resultados presentados Tabla 12.5, mostrando el efecto sobre la capa~ de evaporacilin de tener un 5o cuerpo con m ade intercambio (A 5 ) que los cuerpos 2", 3" y un quíntuplc efecto evaporador donde el ürea de intercambio se mantiene constante. En éste

caso el tamaño del primer efecto está determinado por Jos requerimientos de extracciones de vapor 1, y se asume que los efectos 2" a 4" tienen igual úrea de intercambio (:::::A¡). Esto Jemuestra que tener un último efecto con el doble de área que los cuerpos precedentes brinda un incremento en capacidad ele 6 %. Sin embargo éste beneficio se puede considerar a veces insuficiente para justificar la inconveniencia de tener cuerpos de diferente tamaño. Lore et al. ( 1999) mostraron que un tren de evaporadores es "müs robusto", es decir menos susceptible a cambios en las tasas de extracciones de vapor, cuando las üreas se encuentran bien distribuidas, sin que ningún efecto en particular constituya un cuello de botella evidente.

12.6

Equipos de evaporación

12.6.1 Tipos de evaporadores Evaporadores Robert. Los evaporadores de calandria con tubos verticales fueron intrmlucidos por primera vez alrededor de 1850 por Robert, el director de una fábrica de azúcar en Seelowitz. Moravia (hoy República Checa) (Badger y Ba11chem 1955). El diseño fue ampliamente adoptado y aún hoy son los evaporadores mtís comúnmente utilizados. Generalmente cuentan con tubos de 38 a 51 mm de diámetro y longitudes de tubo en el rango de 1.5 a 3 m. Recientemente se ha presentado una tendencia al uso de tubos más largos en un intento de incrementar el área de intercambio con cuerpos

Rtferencia.\· pdg. 367

336

Evaporación

Separador de arrastres

12.6.1 Tipos Je evaporadores

tubo bajante, norrnalrnente

centro del evaporador. P
pcro esto no es un prerrequisito.

calor, y que proporciona una venientc ubicación para la del líquido concentrado. Se tener el cuidado de formemente la alimcntadtín cuerpos por debajo de la

tubulares de película deseenEstos evaporadores ofrecen algunas de las . del evaporador Kest11er, específicamente el .tubos largos y cuerpos más compactos. Sin , estus demandan una distribudún apropiauniforme del jugo en los tubos. y por lo tanto la complicación de requerir recirculación del un sistema de distribución que alimente igual ;;<{il!JlttdnO Je jugo a cada tubo. Adicionalmente se ;,;;<>nebt"JJI1tar con un sistema de alimentación de agua &:.erncJ·genc,ia. en caso de que falle el suministro de ta ausencia de alimentación adecuada, incluso

La evaporación por ue.scc•nu"''' instantánea 'tlash' de! líquido' Gases incondensables

Tubos

no es precisamente correcto; ocurrl·1.· E·stn __,. •• 1p1rr·tdores Robcrt como Kest11cr se beJos C\• ' . . , . Lk wncr una alunentacJOn de JUgo sobreca-

de dctenninado diámetro L ' de ca 1an d nas · <.::uentan · a yona

entra promueve la cin:ulachín v transferencia de calor, y puede~ utilizada en beneficio del Un diagrama del vaso típico, ~e senta en la Figura l2.Y.

'z

<~.~~;·;~,:";;n;, breve periodo, puede resultar en incrusta-

-: Condensado Ranuras distribuídoras de vapor

I-\-'G2=-::r-,,--LJ=""-'"-----

Entrada de liquido

Anillo externo de alimentación

Salida de líquido

Figura 12.9: Evaporador Robcrt con cinturón Je de líquiJo

V<.~por

y Jescarga central

¡:

Salida de vaporÓ

Separador de arrastres

1,-HIHtfHI- - ::--

y,, Salida de líqu1do

1

..

fll 1 E,ntrada 1 dnepoc

Lyl

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1

.,u,

Separador

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Q~-

"":;;,<

(;;;;;;-j;;~~~,.,;;-;l>. ____ ::-:_:._~c,._,_ Salidas de

Figura 12.10: Evaporador Kesmer y separador (Rein y Lm•c 1995)

Entrada de jugo

Evaporador Kestner

condensados

Kestner o evaporador largos con película ascendente. forma particular, cuando se ren evaporadores de gran cupaJ:id,1d. el evaporador Kestner puede pnrcionar aJTeglos de evaporoción compactos y de menor costo del empleo de tubos de mayor gitud, en el rango de 6 a 7.5 ejemplo, un Kestner de 2000 1 ne un di úmctro de 3 m. en dún con 5.2 m para un cv:momd,CJi Robe11 equivalente. Sin

encuentran como primer o efecto cuando se requieren áreas de calentamiento para tuar grandes extracciones de Los Kestner.1· comparten evaporadores Robcrt las nn.rniedncdes de simplicidad y br~ja de control por parte de opera·¡dm·~ Un diagrama de este evaporador presenta en la Figura 12. !0. Se ha argumentado en ncs que la alimentación Je los paradores Kestner necesita estar: brecalentada para que la 11

'''

de los tubns. El sistema de bombeo y los

~," 1 ,. 11 ¡ 1" de nivel constituyen complicaciones adi-

típicos son presentados

Evaporadores de placas de película ascenden-

Estos tienen una construcción similar a la de los .(i-\\'calcJJiaJlone> de placas. utilizando una serie de placonleniJ!as dentro de un marco. Los diseños más

recientes consisten de dos placas adyacentes soldadas entre sí que conforman espacios para el paso del vapur, mientras que los pasos de jugo se forman entre placas de vapor adyacentes separadas pur una empaquetadura. El jugo se alimenta desde abajo y su ebullición comienza dentro del conjunto de placas a medida que asciende. La mezcla líquido-vapor que sale del paquete de placas pasa a un cuerpo en el cual el líquido es separado del vapor y donde se cuenta con algún tipo de separador de arrastres. Estos evaporadores se utilizan frecuentemente para adicionar superficie de calentamiento a efectos evaporadores existentes, pero en algunas instancias se utilizan como único evaporador de algunos efectos (de /Jeer y Mou!t 1998). Se debe tener precaución durante el diseño para asegurar propurcinnes de ti ujo del líquido adecuadas a través de la unidad. El diseño de las placas y el sistema de distribución del jugo son importantes para lograr un flujo unifurme en el evaporadur. de Beer y Mou!t ( 1998) y otros han informado sobre serias incrustaciones de las placas cuando el sistema no se opera con suficiente recirculación o cuando la distribución del jugo entre las placas no es uniforme. Estos evaporadores ofrecen elevadas tasas de transferencia de calor, baja retención del jugo y perrniten instalaciones bastante compactas. Otra

.¡¡., B

337

e

Figura 12.11: Arreglos Upicns de evaporadores tubulares de película descendente 1 Entmda de jugo: 2 Jugo al distribuidor: 3 Salida de jugo; 4 Entrada de vapor calcCuclor; 5 SaliJa de t.:ondensadn; 6 Salida de vapor. Separador de arrastres: A En un cuerpo adyacente; B En la base: C En el espacio superior del t.:uerpo.

l?t:fcrellcia.\' ¡1ág. 367

12.6.2 Cnmparuciún de los diferentes lÍpos de evaporadores

Evuporaci(m

33~

versión de este tipo Ue evaporadores que incorpora paquetes de placas dentro de un cuerpo evaporador no ha logrado ser de mucha ulilidad.

Evaporadores de placas de película descendente. Éste es el discüo más reciente de evaporadores, que consiste de un paquete de plw.:as corru-

~~'­ Lado jugo

---~

Figura 12.12: Patrones de !lujo en evaporudnres de placas de película Uestcntlemc (tlujo de jugo perpendicular a la púgina)

Separador

Distribución

gaUas de acero inoxidable soldadas entre s·1 . . .. ·,S¡q sea necesano utthzar empaquetaduras. Se . de manera que los pasajes para el pusn del aproximen a una serie de tubos verticales· mente de 9 mm de diámetro (Sichter et a·l: a través de los cuales el líquido fluye en forma cendente (Figura 1:2.12). Como en el caso del . ma de película ascendente, el vapor o escupe . menta entre placas ultemadas, y de nuevo, se ( un sistema de calentamiento compacto. l~ste ¡ requiere de un sistema distribuidor de jugo y con un mínimo flujo descendente a través de "tubo", pero los requerimientos no son tan ¡ como en el caso de los evaporadores tubulares película descendente. En caso de una 1 desigual localizada o taponamiento entre placas, jugo puede en teoría Huir desde un ''tubo .. a través de pasajes intcrconectorcs hu,riiz11nt:1Je, primeras instalaciones mostraron que en la es crítico lograr una buena distribución del líquido en el p¡¡quete de placas. Los paquetes de placas son relativamente cortos, de alrededor de 300 mm longitud, luego de lo cual se efectúa una re~Jbttribu,S ción del jugo. Un diagrama que ilustra las características ciales de estas instalaciones se presenta en la

12.13.

jugo

Paquete de placas

Entrada de jugo

Bomba de

·¡· Salida de jugo

recirculación

Figura 12.13: Esquema de un evapomdor de placas de película descendente

rccmnendadu un Jlujo mucho mayor de , hJ (.loumet :2005). Una buena distribuúel jugo es clave para el buen desempeño de Los evupDradurcs Kestner operan satislactog¡.¡Íjl,OJCIIII
·•:e

><• /mn.iudos· los tubos.

Tiempo de residencia del líquido. Una desven• ""''"los evaporadores Rohert convencionales es el

···~·:;~~~,:~;~~~tiempo de retención del jugo y las conpérdidas por inversión, particularmente a

del jugo

k:

Jugo

Conducción interna del

, . los t:vaporadnres tubulares de pelícuen la industria del azút:ar de caña

p,tr,t

12.6.2 Comparación de los tipos de evaporadores Flujo de líquido. Los evaporadores película descendente exigen contar con un !lujo de líquido a través de cad<J tubo. y ,,.,,.,,ieren de un sistemu de bombeo para rccircu!acicin del quido. Para esto se requiere mantener un nivel jugo en el foso al fondo del evaporador y un de control que permita asegurar que se logre al distribuidor de jugo el flujo de líquido rcq¡uC~itlo'• Los evaporadores de placas de película de>;cCirUCih.! te requieren de un sistema similar. pero el !lujo líquido requerido es menor. inicialmente se que era 10 veces menor que en los ev::ip!naumes tubulares de película descendente, pero !a exrtcrír:n·! cia en la industtia de azúcar de remolacha ha trado que en la práctica se requieren alrededor_ 5 L/( cm· h) (Sichter et al. 2003). en ( 1 con 8-16 L/( cm. h) para los evaporadores _1 de película descendente (Austmeyerct al. 199)),

elevadas temperaturas encontradas en los pot:os ••• •. ,.,rn""'' efectos. Los otros tipos de evaporadores, .·.·.···.i¡;;IU)
Erecto de los sólidos suspendidos. Los evade placas son susceptibles a bloqueos

•••• produtcillos por partículas sólidas o fibras de bal!adebido a que presentan pequeñas holguras. En generalmente se hace necesario contar

339

el líquido en más de una etapa y estos problemas se han superado ampliamente. Debido a la tendencia a la formación de incrustaciones en las fábricas de azúcar de t:aña. en algunos diseños es posible remover Lodo el sistema de distribución y dar así acceso a los tubos, permitiendo la limpieza mecánica en caso de ser requerida (.loumet :2005). Tamaño y densidad de la superficie de intercambio. La tendencia a construir fábricas más grandes requiere tener la capacidad de instalar evaporadores de gran capacidad. Las unidades de placas de película ascendente están restringidas en general a áreas por debajo de 2000 m~. Los evaporadores Rohert generalmente cstün restringidos hasta aproximadamente 3000 m~ cada uno. luego de lo cual el diámetro se toma demasiado grande. Sin embargo, Qui11a11 et al. ( 1985) reportan la construcción de un evaporador de 5100 m~. con un cuerpo de 6.9 m de diámetro. Unidades de película descendente y tipo Kesmer de fiOOO m~ y aún más grandes han sido instalad<Js, exhibiendo diümetros considerablemente menores. En términos de densidad de superficie de calentamiento, los evaporadores de plac<Js de película descendente present<Jn el valor nuís elevado con 240 rn~ de superficie de calentamiento por m 1 de volumen. Los evaporadores de película ascendente tienen una densidad de 90 m~/mJ, y los evaporadores tubulares un valor de 40 a 50 m~/m 3 (Austmeyer ct aL 1995). Efecto de la altura hidrostática. El líquido debe ser calentado hasta por encima del punto de ebullición cuando se encuentra sumergido bajo una cabeza de líquido. Esto tiene un efecto más significativo cuando la presión absoluta es ln~ja, caso en el cual se reduce considerablemente la diferencia de temperaturas para la transferencia de calor. Una ventaja importante de los evaporadores de película descendente es la ausencia de efectos hidrostáticos sobre la evaporación. Éste fenómeno se hace más signiflcativo a medida que se incrementa el número de efectos y que el ROS es mayor. y es particularmente importante cuando se quieren lograr elevadas cllcicncias térmicas.

mallas coladoras en línea para remover estas ••..•·•Panícull"'. Los distribuidores de jugo en evnporadopelÍl'ula ascendente son también susceptibles !!ll.IJ!o¡¡nc•oeon partículas sólidas, pero en la actualiestos se diseñan cuidadosamente para distribuir

Opciones de limpieza. Los evaporadores Robert y Kcsmer se pueden limpiar mecánicamente o químicamente. Todos los demás evaporadores requieren limpieza química. Con el mejoramiento

Rt:f'crc/lda.\· púg. 3ó7

340

12.6.3 Preevaporatlores

Evaporaciém

del ''mojado'' en los evaporadores de phu.:as y en las unidmles de película descendente, la tendencia a que se presenten incrustaciones debería reducirse. pero no existe eviUencia que permita soportar ésta teoría. La limpieza de los evaporadores de placas se puede efectuar fácilmente en el lugar de trabajo (in-situ).

Costos. Los evaporadores de placas son generalmente más compactos y dcbc1ían resultar en menores costos de instalación. Sin embargo, los evaporudores Ro!Jert y Kestner generalmente ofrecen una instalación más sencilla. con tuberías más simples. sin bombas y mínimos requerimientos de control. En 2005 los nuevos tipos de evaporadores no parecían ofrecer menores costos de instalación. En el caso de grandes evaporudores por encima de aproximadamente 2000 m:', los evaporadores de tubos largos son significativamente mús económicos que los evaporadores Robert (Rein y Lm'e 1995).

Opciones de expansión. Los evaporadores de placas de película ascendente son flexibles en el sentido de que normalmente es posible añadir placas adicionales al paquete sobre el marco existente y lograr así incrementar la capacidad. También han encontrado aplicaciones como úrea adicional paru efectos evaporadores existentes que representan cuellos de botella. Una opción de expansión interesante consiste en la remoción de la calandria tubular de un evaporador Robcrt y la instalación úe un paquete úe placas de película descendiente dentro del cuerpo existente. La mayor densidad de úrea de calentamiento y los mayores coeficientes de transferencia de calor que es posible obtener permiten alcanzar un aumento de capacidad efectiva de hasta 100% con el mismo cuerpo (Ri\'(/1/and :2000). Los costos de tuberías y válvulas asociados con la expansión son así evitados. En otros casos para las expunsiones de fábrica es frecuente instalar un evaporador de tubos largos como primer efeclO, mientras que los evaporadores Robert existentes se redistribuyen entre los efectos restantes. operando en paralelo en algunos casos. Esto ofrece en particular la ventaja de reducir el tiempo de residencia en el primer efecto. donde se alcanzan las mayores temperaturas. Coeficientes de transferencia de calor. En términos generales los evaporadores de placas son los más e!lcientes, brindado los mejores coe!lcientes de

transferencia de calor. Sin embargo, es tomar algunas. precaucion~s al molllcntn de tuar comparaciOnes. En pnmer luuar ·tlnun OS e< e cientes de transferencia de calor se dan a · sin incluir el efecto de la cabeza hidlrmaátil"' evaporadores de película ascendeme. En Jugar, existe una gran diferencia entre el úe los evaporadores limpios e incrustados. En lugar, es frecuente encontrar referenciadas ¡ la industria de azúcar de remolacha, las cuales comparables con los evapomtlores de las ·, azúcar de caña, debido a que las caructcristicus incrustaciones son muy diferentes (en pnrtlt:ul;u niveles de sílice), además de que los ev''"''"'"'"·"·· molacheros operan a temperaturas mucho mas úas y por lo tanto con menores viscosidudes. Son escasos los datos dados a conocer 1 rios de evaporadores en fábricas de azúcar de que puedan ser comparados; algunas cifms se sentan en la Tabla 12.6. Las cifras pnescnt,d,; rresponden a evaporadores incrustados. una semana después de la limpieza. pues el de evaporadores debe efectuarse asumiendo grado de incrustación. Los resultados con tubos limpios pueden · nilicativamente mayores; Honig ( 1963: 179) .que con tubos limpios se obtienen coeficientes yores en :20% en los primeros efectos, y mayt 30 % para el último efecto. En la prüctica los cientes obtenidos con tubos limpios pueden ¡ zar casi el doble de los valores logrados cuando tubos se encuentran incrustados. Las cifras para los evaporadores tubulares pelít:ula descendente son decepcionantes. siuu:.tcllm: confinnada por experiencias en la India 1995). aunque el artículo correspondiente no La resultados en términos del coeficiente de ferencia úe calor. Existen precedentes que .que el evaporador de placas de pelfcula de'""'""'" brinda un mejor desempeño que los dermis Sin embargo. con excepción de Jos datos de piloto reportados por \Hdthell' et al. ( !997a). quepa~,: recen extraordinariamente elevados, las cifras los diferentes tipos de evaporador son mucho cercanas de Jo que los proveedores de equipos creer. Una ventaja potencial de los evaporadores película úescendcnte es el uso de múltiples pasos lugar de recirculación para lograr las tasas de mu· _: 1 , jada requeridas. Esto ofrece benclicios en

341

Valores prornedin de! cucíiciente de transferencia de calor en k\V/(111 2

·

K) cunocidns para distintns tipos de

utilizadns en Elbricas de azúcar (PO Película descendente. P;\ Pelicula ascendente) lr clCcto

2.5

1o efecto

3r efecto

Último c!Ceto

1.R

1.6

O.lJ

Smith

2.1

L7

0.7

Lm•e el al. 1999

2.8 2.9

2.1

1.4

0.9

1.1/l.fi

3.0 5.5

5.1 U\11.4

3.0 2.6

una menor elevación del punto de ebullición y

wnto mayor D.t, con lo cual se reduce además

·········.~ 1ciscosida•u. resultando en

mayores coefit:ientes de trJ!liif"·co•cia Je calor en los primeros pasos.

Preevaporadores Los preevaporadores son evaporadores que se •••.••.
·r:~':i~;::,~¡:,;son alimentados con vapor de escape. ,_:

Je los preevaporadores son: Se pueden instalar cerca a los usuarios de la extracción de vapor. ahorrando costos de instalación de tubcrias. Las variaciones en la carga de Jos tachos. que fluctúan ampliamente durante los ciclos de cocimiento en tachos discontinuos, no afectan las temperaturas de ebullición ni las presiones en los cuerpos evaporadores. La presi(ín del vapor calefactor para tachos se puede controlar automáticamente mediante el control de !a presión en la calandria del prcevaporador. aunque esto es algo que generulmente no se encuentra en la práctica. Brindan mayor liexibilidad para controlar la tasa global de !.!Vaporación, dado que la presión del SUI!linistro de escape al primer efecto puede ser

Honig 1963:179

Rein y Lol'e 1995

1.1

2.5

y Tayfor\981

Wmson 1986 Wright el al. 1003

2.8

3.0 l. S

Referencia

1.5

Roussemt et al. 1995 Kampen el al. 1999 ele Vimw et al. 1993 de Beer y Mo11ft 1998

2.6

Wufrhell' et al. 1997a

Kampen1001 Ril'llffmuf 2000 Sichrer et al. 2003

controlada sin afectar la presión de las extrucciones de vapor. Existen algunas desventajas: A no ser que la presión del vapor de escape sea controlada para lograr una presiún de vapor unifom1e, las variaciones en la presión del vapor para los tachos pueden ser mayores con un preevaporador, dado que no existe una carga intrínseca de vapor en el siguiente efecto. Es necesario bombear el jugo desde el preevaporador hasta el primer efecto. Debido u la cargu fluclllante en los preevaporadores (dependiendo de la demanda en los tachos). el Brix del jugo presenta mayores variaciones, hacienúo el control global del tren úe evaporadores müs difícil. Los preevaporadores, o celdas de vapor. conducen a tener mayores tluctuaciones. con lo cual existe mayor riesgo de que se presenten problemas de arrastres (Pcrk 1973 ). Si la demanda en los tachos es baja, la superficie de intercambio de calor resulta sub-utilizada. Un tren de evaporación provisto con un preevapora~ dnr puede lograr esencialmente la misma economía de vapor que un tren de evaporación sin pre-evaporador, siempre que el tren sin preevaporador cuente con un área de intercambio en el primer efecto igual a aquella del preevaporador más el primer efecto. y que la carga del preevaporador sea absorbida por el primer efecto.

Nt:{crem:ia.\' f'dg. Jó7

341

Evaporación

En general se puede decir que existe po~.:a justipara el uso de preevaporadores, los ~.:uales adicionan complicaciones innecesarias. lka~.:ión

12.7

343

12.7.1 Diseño de la ~.:alandria

Diseño de cuerpos radores de tubos

B

12.7 .1 Diseño de la calandria 12.6.4 Dimensionamiento de tuberías de vapor Las tuberías de vapor deben ser sufi~.:ientemente grandes para asegurar que la ~.:aída de presión sea insignificantemente pequeña con rclaci6n a la caída total de presión disponible. Se puede demostrar con d.lculos que una caída de presión de 1 kPa entre cuerpos consecutivos reduce la capacidad de un cuádruple efecto evaporador en menos de l (;;;, pero que para lograr lo mismo con un quíntuple efecto la caída de presión entre efectos debe ser inferior a aproximadamente 0.5 kPa. Dado que cada línea de vapor tiene en promedio dos codos. posiblemente una válvula de compuerta y una pérdida de entrada 1 salida, se puede esperar una pérdida de alrededor de una cabeza de velocidad. Una cabeza de velocidad corresponde a 11:.. • P/2 Pa; para lograr estar por debajo de 0.5 kPa. 11 2 • Pv/1 debe ser< 500, es decir u< (IOOO/pv) 0·5 • Es claro que una mayor velocidad es aceptable a menores presiones COITespondientes a menores densidades de vapor. La máxima velocidad del vapor calculada con ésta relación se presenta en la Tabla 12.7. Estos valores pueden ser utilizados como guía para el dimensionamiento de tuberías de vapor. Para obtener una velocidad por debajo de los valores presentados en la Tabla 12.7 debe escogerse un diámetro de la tubería. Cuando la diferencia de temperatura a través de un evuporador es pequeña (ej. 4 a 5 [)C en un primer efecto grande con extracción). puede ser recomendable seleccionar una menor caída de presión y una menor velocidad. Tabla 11.7: Velocidades de vapor para obtener una caída de presitín de 0.5 kPa entre efeclos Presión en kPa

200

Densidad del vapor Velocidad del vapor en kgfm.l en m/s 1.11 0.91

30 33

l)(J

0.70 0.54

JR .jJ

50 15

0.31 ll.IIJ

57

160 120

99

La calandria se debe diseñar pura 1 tlujo uniforme Je vapor a todos los tubos · desfogue positivo de los gases i 1 1 espacio del vapor. Se puede demostrar que espaciamiento normalmente utilizado en los glos de tubos la caída de presión a travCs del co de tubos es insignificante, lo que resulta presión mús o menos uniforme en toda lu Algunos diseñadores han considerado que . mantener velocidades elevadas del vapor en el del escape sobre toda la calandria. En la coeficiente de transferencia de calor en vapor es mucho mayor que en el lado del lo cual se puede considerar como de 111\!ll<
6

D

3

F

4

Figura 12.14: Ejemplos de arreglos para la alimentacicín de vapor. junto con descargas paru gases im:ondensables y condensados A Fuente Kern ( IIJ50); B Diseño H't,hre; C Fuente flugot ( t l)l:\fi): D Diseño Norteamericano; E Fübril'a Prnserpine: F Evaporador Fairymeud con múlliples tubos bajantes (Quinun et al. 1985): G Sistema de !lujo de vapor radial - SudMrica de vapor; 2 Tubo bajan te; 3 Salida de condensado; 4 Descarga de gases ineondensablcs; 5 Canal de vapor: vapor: 7 Tabiques para desviación (hufles)

~ 1Gi5lribuidt>r de

Rcferenda.\· ¡1dg. 367

344

12.7.3 Tuberías de descenso

Evaporación

12.7 .2 Dimensiones y especificaciones de los tubos y las placas de calandria Los evaporadores Robert nonnalmente utilizan tubos de 38 a 51 mm de diámetro, con longitudes entre 1.5 y 3 m. El uso de tubos de menores diámetros permite tener mayor densidad de área de calentamiento, lo cual contribuye a reducir el diámetro del cuerpo evaporador. Sin embargo, los tubos pequeños son más difíciles de limpiar mecánicamente y más

susceptibles a que se presenten bloqueos o taponamientos; la capa de incrustaciones que se fonna conduce a una reducción de diámetro müs significativa en los tubos de diámetro pequeño. Es común referirse al tamaño de un evaporador en términos de su superficie de calentamiento, que puede variar desde 1000 m 2 o menos hasta 3000 m 2. En Australia se han instalado cuerpos que superan los 5000 m~, con calandrias de diámetro bastante grande. En comparación, los evaporadores Kestner y los evaporadores de película Jes~:endente utilizan tubos con longitudes de hasta 7.5 m, haciendo posible instalar cuerpos de 6000 m:! o más que cuentan con menores diámetros y menor tiempo de retención del jugo. Los tubos usualmente son de acero inoxidable. dado que es un material resistente a la corrosión y Juro, capaz de brindar una larga vida cuando se utiliza limpieza mecánica. Sin embargo, bajo ciertas condiciones los tubos de acero al carbono han dado prácticamente igual tiempo de servicio que el acero inoxidable cuando se utilizan en los primeros erectos evaporadores (Rein y Lm·e 1995); en los efectos siguientes se puede presentar corrosión en la calandria cuando los condensados presentan acidez debido a la volalilización de los ácidos orgánicos del jugo. Para la limpieza química con ácidos se prefiere utilizar ácidos suaves tal como el sulfámico o el fosfórico. En los casos donde se utiliza ácido clorhídrico, los tubos de acero inoxidable o al carbono son

,..,,, ICq¡ . inadecuados y puede ser neces· ·<1 • pleo de tubos de cobre. Esta situacj(¡ · rnr , n nn es pero aun se observa en Luisiana. Cuando se emplean tubos largos es , portante tomar en consideración la . 1 ca de los tubos en relación con aquella "ct·· el evapora d or.La ex:pans1on llerencia] ducir enormes esfuerzos que pueden ~co ?e los tubos. La tabla 9.4 muestra que moxJdablc graJo AISI 304 tiene una - . n~ic~ mucho mayor que los aceros Ue bajo s1m1lar a las del cobre y el latón, y por lo se recomienda para evaporadores de tubos ¡ tipo 439 es la mejor opción, pero el tipo bién el acero 3CR 12 son también rec: 111r1Cnd En estos casos se requiere que los pn1cc:d;,, de soldadura (automatizado con tungsteno en fera inerte) y limpieza, decapado y pasivatlo cfeclUados apropiadamente. El tipo JO..J-L ' bono) es preferible al 304 para i: en el área de la costura de la soldadura. Los tubos son expandidos para <üustur!os, lus placas de calandria, las cuales tgc11er·ahnerltc fabrican de acero con un espesor de 25 mm. tubos usualmente se instalan con un arreulo guiar. el cual brinda mayor densidad de :::: de calentamiento que los arreglos de paso Generalmente la distancia entre cenlros de evaporadores está alrededor de 1.25 veces e( metro externo. Los orifit:ios en las placas de deben tener una tolerancia de 0.25 mm antes instalación del tubo. La longitud de la junta dida preferiblemente no debe exceder el espe.· la placa de tubos, dado que ocu!Tirü cierto del tubo por detrás de la placa de tubos, lo cual secuenlcmente dificulta la remoción del tubo. Las especificaciones de los tubos, tolerancias en términos de diámetro y ovalidad, importantes. Los estándar recomendados para tubos de acero inoxidable se presentan en la· 12.8.

J

Tabla 12.8: Especificaciones para dimensiones de tubos de acero inoxidable Dhimctro externo en mm 25-32 3H-76 89-130

Espesor de pared en mm

Tolerancia de espesor de pared

Tolerancia de diámetro en mm

1.22 (IR ancho) 1.22 (IR ancho) 1.63 ([6 ancho)

±10% ±10% ±10%

0.13 0.25 0.38

en mm 0.25 ().50

0.76

Tuberías de descenso descenso para tachos se dimensio1 tubos Le · .• . lo!.!rar circulac1on de la masa cocida ·,¡~ d" ¡Jresión, !!eneralmentc se en1 , ca 1 •1 " - ~ ., . ¡Je descenso con un d1ametro alrederu bos · l)í_, del diümctru del tacho. Por otro lado en ornd:nrc:s: tipo Rohcrt los tubos de descenso 1 una proporción mucho menor del área del tacho. por debajo de 25 ';i} del diámePor Jo ,11111110 es muy posible que parte dellíquiUo hervido y subido a través Ue los tubos logre :de un tubo en lugar Ue bajar por el tubo hecho por muchos años en Australia fue una común operar evaporadores que no cantacon ningún tipo de tubo de descenso. Traba¡¡o;;terior,es en Australia han demostrado que el de varios tubos Ue 150 mm que actúan barras de sopurtc y como tubos bajantes disuniformemcnte en el cuerpo conducen a tasas Ue evaporación, incrcmcnlada hasta 7.5 !f(; (Hia.\'(l/1 19~6). Esta parece ser actualcaracterística de los diseños Australianos ct al. 19X5: Wright et al. 2003). Los tubos en el evaporalior Fairymead se muestran en 12.14 F: en éste evaporador los tubos base extienden por deb<Jjo de la placa de tubos ,.]rc:uC!Jor de 50 mm Uel fonUo cónico. <¡j Llsu;alnlerlte el tubo bajan te se ubica en el centro cuerpos, pero no es raro encontrar conductos anulares instalados sobre la periferia de los ?•i;l~Jrpos. Esto es asociado comúnmente a tubos baselladns, lo que implica que cualquier líquido en el tubo bajante deberá salir del cuerpo '.:,·vnasural siguiente efecto. Los tubos bajantes no¡0seunur!s implican que el jugo que pasa por el tubo 1
•<·:.''"""'· Con

los tubos bajantes sellados. es fácil vapnr de un erecto pasar en cortocircuito al '• ''''"'····•- Y el control de nivel resulta más difícil. El hujantc semisellado se utiliza como salida de

345

los cuerpos y ofrece varias ventajas que le hacen recomendable: Mantiene un nivel mínimo en el cuerpo al nivel de la Uescarga. Asegura que el líquido circula por lo menos una vez a través de los tubos antes de su salida. Previene el paso en cortocircuito de alimentación hasta la descarga. Para el área ocupada por una Uescarga central con un tubo bajante scmisellado se toma con frecuencia alrededor de un tercio del área del tubo bajan te. Esto implica un diámetro de (l58 veces el diámetro del tubo bajan te, pero puede ser de hasta O. 75 veces el diámetro de éste.

12.7.4 Remoción de condensados y gases incondensables La ubicación Ue los puntos para el desfogue de los gases incondensables se discutió en la Sccciün 12.7 .l. Estos se seleccionan buscando asegurar que no se presente en la calandria ningún úrea en la cual se pueda producir acumulación de gases incondensables, los cuales de ou·a manera pueden interferir con la transferencia de calor. Para asegurar que los gases incondensahlcs sean removidos en igual proporción desde cada punto de descarga, se deben suministrar líneas y válvulas independientes para cada uno, las cuales no se deben conectar entre si. Las descargas para el desfogue se deben dimensionar con base en el !lujo correcto, como se indic6 en la Sección 12.2.6. Desfogar más gases de lo requerido constituye una pérdida de vapor, incluso cuando el desfogue a la calant1ria siguiente no representa una pérdida total del vapor. Existen varias alternativas para el control de la cantidaU de gases desfogados: En algunas ocasiones se instala un orificio dimensionado para dejar pasar la cantidad correcta, en cuyo caso la válvula de descarga se deja completamente abierta. Se puede medir la temperatura en el lugar Uel desfogue y el flujo se regula hasta alcanzar una temperatura de 1-2 "C por debajo de la temperatura del vapor que se condensa. Si los incondensables se desfogan a la atmósfera. es posible utilizar una trampa de vapor termostática, la cual es activada por la temperatura para evitar desfogar müs de lo necesario.

346

12.7.5 Sistemas para al i mentacitín y remoción dcl.iugo

Evaporaci6n

Al dimensionar orificios pura remover gases incondcnsables cuando se desfogan al Líltimo efecto. es importante reconocer que se experimentará tlujo tipo estancado debido a la baju presión que se tiene más adelante. Esto implica que se alcanzarán velocidades sónicas y que la caída ele presión disponible será menor a la esperada. El Oujo tipo estancado se presenta cuando la presión a la Jescarga es menor que 0.55 veces la presión en la entrada, caso en el cual la presión disponible para propósitos Je diseño se debe tomar como 0.55 veces la presión a la entrada. Por lo tanto el diseño de sistemas en donde se desfogan todos Jos gases incundensables al último efecto debe tomar éste fenómeno en consideración, requiriéndose tuberfas de mayor diámetro. Ésta es una buena razón, aparte del uso más eficieme del vapor, para purgar los incondensables sucesivamente a cada evaporador siguiente del tándem; en éste caso el flujo tipo estancado se presentara únicamente en el desfogue desde la calandria del último efecto. Se debe también incorporar un sistema adecuaJo para la remoción de los condensados. Es importante asegurar que todo el condensado se drena rúpida y fácilmente, por lo cual el sobrediseño puede ser justificable en éste contexto. Las descargas de condensado deben posicionarse preferiblemente de manera que los flujos de vapor y condensado dentro de la calandria tengan la misma dirección. La mejor manera para asegurar una remoción adecuada es la instalación de al menos tres puntos de drenaje alrededor de la periferia de la calandria, con diámetros diseñados para lograr tlujo autoventilado, tul como se efectúa al dimensionar las descargas de los condensadores y los tanques flash. Para esto se requiere que el número de Fmwfe modificado sea menor a 0.3 (ver ecuacilín 9.28), caso en el cual el diámetro de la descarga ésta dado por: ( 12.39)

Donde el diúmetro de sali~a d0 y el llujo de condensado por cada salida V w estan expresados en m y m 3/s respectivamente. Esto generalmente lleva a velocidades de condensado muy inferiores a 1 m/s. Cuando las salidas individuales se conectan a un cabezal común de condensados. el diámetro del cabezal debe ser dimensionado con base en una velocidad de 1 m/s.

-·triJ· del nivel de salida del embudo de por dt: '· 0

Tanto en el caso del condensado cnm 0 gases incondensablcs, es deseable de rectamente desde la periferia de la . ¡ 1 desde las placas de la calandria superior 0 evitando el paso a través del líquido.

de un sistema de alimentación para la evaporación "flash" uniformemente en 110 es f'ácil. El sistema se debe configurar que una cantidad igual de vapor "tlash'' punto de alimentación. Un sistema que utilizado cun éxito en Sudáfrica y otros luincorpom un anillo de alimentación externo con bridas. el cual es de fúcil acceso para Ai:5nlltnt<Jano y limpiarlo de ser necesario.

12.7.5 Sistemas para remoción del jugo El jugo que se alimenta desde un cf'ccto a! guiente sufre evaporación por descmnprcsi(in · tantánea "flash" a medida que entra en el cuerpo debido a la menor presión de r ¡1 gunos diseños antiguos alimentan el jugo por ma de la calandria. ocurriendo todo el ··nashco" un sólo punto y haciendo posible que ocu 1Tan picaduras severas, lo cual es con frecuencia de incrustaciones considerables. La instantánea puede aprovecharse c·onvcnicnl<'<m'nil: en los evaporadores de película ascendente yéndola uniformemente por debajo de la e<
347

Las entradas de alimentación individuales se

....

lateralmente del anillo de alimentaY no desde la parte superior (Figura 12.15). · de tener entradas de alimentación sobre la ~~ "'" superior. c::.tas harían que todo el vapor nash a través de las entradas que se encuentran cercanas al punto donde el tubo de alimentasuministra el jugo al anillo alimentador. Para logrur una correcta caída de presión se seleccionar la cantidad y el tamaño de los

'''·"''"'''""

Los orificios deben ser pre¡ ;j~¡~;~·~:c:¡;·~,·~queridos. no menores a 25 mm para minimizar ,-y

G:::~:::;',::

materia insoluble. tal como despren5.eonde incrustaciones.

En la prúctica se ha encontrado que una caída cakulada de 5 kPa para la fase líquida resultados aceptables. En realidad la caída presión es mayor debido a la evaporación ins····tm•lán<"t y a la presencia de flujo de Jos fases. La de presión se calcula a partir de:

,.,.,,,.,¡,,,;,"'" ' ( 12.40)

k es el

~:ncficiente

de descarga. que se toma

Figura 12.15: Anillo externo de alimentación para evaporadores

requeridas para lograr igual !lujo a través de cada tobera está dada por:

Esto indica que el diámetro del tubo de alimentación dp;r~ debe ser mayor que una cantidad dependiente del diámetro de los orificios de salida o toberas d" que alimentan el cuerpo y el número de orillcios o toberas N alimentadas por el sistema. A diferencia del caso de un tubo, para el caso de un anillo alimentador N corresponde a la mitad del número de agujeros de alimentación. dado que la entrada se alimenta desde ambos lados del anillo. Alternativamente el tamaño o número de agujeros de alimentación pueden ser determinados reacomodando la ecuación ( 12.41 ). Por ejemplo el tamaño de los orificios de alimentación cuando se utilizan 'J.N orificios está dado por:

O.ó. y A es el úrea de cada una de las N aperde entrada.

Un requerimiento importante de éste diseño es iguales proporciones (lasas) de !lujo a través una de las entradas. Esto sólo es posible la caída de presión a lo largo del anillo de Jltm<:nJ:tci'lÍil es despre~:iable en comparación con de presi(m a través de cada orificio de enPara llujo turbulento, que es generalmente el el criterio de Knaehel (Knaebef 19!5 1) puede para asegurar que ésta condición se .'..''""Pta. La relación entre el diámetro de la 'tubería <~'UIIIO•enJ.ación y el diúmetro y número de toberas

( 12.42)

Un anillo alimentador con diámetro seleccionado de acuerdo a la ecuación ( 12.42) debe asegurar en teoría un llujo igual a través de cada apertura de alimentación. El diámetro de las tuberías que transportan el jugo entre efectos debe ser sullcicntcmcntc grande como para prevenir el arrastre de vapor con el líquido. Para esto se requiere que las velocidades del líquido sean suficientemente bajas. En la prüctica velocidades por debajo de 1 m/s son apropiadas.

Refereucia.\· 11rig. 367

Evaporación

348

12.7.6 Detalles de evaporadores de placas Los evaporadores de placas, tanto de película ascendente como descendente, son aún vendidos como unidades comerciales pero la información de diseño no se encuentra a libre disposición. Usualmente el proveedor es quien recomienda el tamaño y tipo de unidad que se ajusta a la aplicación y la carga ténnü:a. Esto coloca al comprador en manos del proveedor. Algunas instalaciones han sido un fracaso debido a que las unidades no se integraron apropiadamente dentro de la operación global de la estación de evaporaci6n. Es por lo tanto recomendable involucrar de antemano al proveedor completamente en estudios de riesgo y operatividad de la estación de evapomción.

12.8

Operación de evaporadores

12.8.1 Condiciones óptimas de operación El mejor desempeño de un tren de evaporadores se obtiene cuando es operado en la forma más estable posible. Esto generalmente se logra a través del uso de controles automüticos. El vapor de escape se debe suministrar a una presión estable, Jo cual debe ser un prcrrcquisito en los sistemas de control de suministro de vaporen toda fábrica de azúcar. Sin embargo. la operación de los tachos discontinuos calentados con extracciones de vapor tomadas de los evapomdores constilllyc siempre una perturbaci¡)n, Jo cual se debe tomar en consideración para la operación de los evaporadores. Existe bastante evidencia en la literatura que demuestra la existencia de un nivel óptimo del líquido en los tubos, el cual generalmente se asume ésta a un nivel entre un cuarto y un medio de la altura de los tubos medida desde el rondo de la calamlria (ej. Guo et al. 198.3, Jo11es y Po::eui 2000). Wat.\'011 ( 19X6) reportó un máximo a 25 rk, con ligera caída hasta

so sr. Niveles excesivamente bajos de líquido llevan a insuficiente líquido disponible para evaporación

dentro del tubo y a una incompleta la superficie de calentamiento· por ot . . · ro 1ado que mveles excesivamente elevados r"' ., . . . · euucen poracmn deb1do al electo htdrostütico. Se blecido que éste efecto es independiente En la práctica ésta dependencia del nivel no es siempre tan evidente como se ha gunas veces en la literatura. No obstante el cada cuerpo (asumiendo evaporadores ser controlado para lograr un valor estahle. En teoría el nivel se debe mantener tan como sea posible, en consistencia con una ción eficiente que minimice tanto la , ., jugo como el efecto de la cabeza hidrustíiticu la temperatura de ebullicüín del líquido. partÍl:ularmente importante en el ültimn opera a la menor presión absoluta. Se espera nivel óptimo en el primer efecto se encuentre dor del 33 {;-6 de la longitud del tubo desde el J sin embargo, algunas sugerencias de literatura can que éste nivel debe caer a In largo del evaporadores hasta alrededor de 20 r¡(· en el cuerpo. Tal como ha sido dado a conocer al. ( 1983), la rápida caída en desempeño nivel baja por debajo del óptimo sugiere que e jnr errar en el lado de niveles de líquido l1 elevados. Valores óptimos de las presion~s Jcl escape y en el Se~.:~.:iún 12.5.3.

12.X.2 Control automático de evaporadores

349

Agua de inyección

2

3

4

Meladura

2

3

4

Meladura

12.8.2 Control automático de dores Es una 1míctica común controlar la presión ültimo efecto mediante el ajuste del !lujo de inyección al condensador buscando lograr de presión constante. Es también comün nivel en cada efecto mediante la regulación del jo de alimentución al cuerpo o el flujo de 1 mismo. Esto depende de la forma en que se la concentración de sólidos disueltos de la que sale del ültimo efecto. Las opciones para el troJ de evaporadores más comunes se presentan la Figura 12.16. En la Figura 12.16 A. que se conoce colllll troJ con entrada de alimentación o control en da hacia adelante, el nivel se controla con la'

Meladura

12.16: Esquemas para enntrnl autornütico de evaporallmes XLPre·"'""' Control =controlador de presión, LC Leve! Control = comrolador de nivel. DC Density Control =conde Uensidad¡

Nt;/áenciw· ¡uíg. 367

350

J2.H.5 Arreglos de evaporadores en serie y en paralelo

Evaporación

tación y el Brix de la meladura controla el flujo final

de salida del último efecto. sea mediante estrangulamiento de la salida como se muestra en la llgura o mediante recircu\ación de parle de la meladura de regreso al cuerpo.

La tasa global de evaporación requerida, determinada con frecuencia a partir del nivel en el tanque de jugo clariílcado, se controla estrangulando el llujo de vapor 1 que alimenta u\ segundo efecto. La regulación del flujo de vapor en el primer efecto afectaría la presión del vapor l. lo cual sería aceptable cuando no se efectúan ahí extracciones de vapor. pero no es aceptable cuando se tienen extracciones de vapor 1, corno normalmente ocurre.

En caso de que se utilicen extracciones de vapor 2. es recomendable estrangular el paso de vapor 2 al tercer efecto. La Figura 12.16 B presenta un control con alimentaci(m de salida o control en cascada hacia atrús. donde el nivel se controla regulando el tlujo que sale de cada efecto. El control del Brix de la meladura se logra mediante estrangulación del tlujo de vapor 1 a la calandria del segundo efecto. En éste caso el flujo de jugo al primer efecto es determinado por el nivel en el tanque de jugo clarificado. Un control automático preciso de los evaporadores es difícil de lograr, debido a los tiempos de desfase involucrados. Esto generahnente signitica que el Brix de la meladura presenta ciclos a menudo, lo cual usualmente es aceptable debido a que no se requiere un control exacto y a que un mezclado signi!lcativo y homogenización ocurren en ellanque de meladura. Cuando se utiliza un evaporador Kest11er como primer efecto, el sistema de control es algo distinto, dado que el nivel en éste cuerpo no se controla. Desde el punto de vista de control el 1\estner se puede considerar simplemente como una sección de tubería. La Figura 1:?..16 C muestra el esquema de control cuando se incluye un evaporador Kestuer, recíproco al esquema de la Figura 12.16 A. Cuando se emplean evaporadores de película descendente. los controles a utilizar son algo müs complejos debido a la necesidad de controlar el tlujo de recirculacilin y adicionar agua o jugo cuando el nivel o Aujo en un cuerpo en particular caen por debajo de ciertos valores predeterminados. Aparte de esto. los demás conceptos de control para el tren de evaporadores son similares a los anteriores.

12.8.3 Efecto del del vapor de escape Normalmente el vapor de escape se 1 ligerament~ sobrecalentado, tlebido a que ne de t.urbi.nas de vapor que no operan al de efkiencw o desde mayores rangos de mediante válvulas reductoras. Cuando con un atemperador (desuperheaten sistema de sumini.stro de vapor de escape, de sobrecalentamiento del escape resulta preciable. La energía asociada cun d tamiento es poca con respectn al calor de condensación. siendo éste · 11 fúcil de rechazar. Por lo tanto es normal el sobrecalentamiento del vapur dt: escape~ cálculos. sivo, es posible que llegue a af~:ctar · la transferencia de calor. En éste caso 1 signilicativa de la transferencia de calor transcurrir entre la fase vapor y la superficie tubos_ en lugar de la mucho rnüs rüpida cia de calor asociada con la conllensación. y Ste\l'art ( 1963) dieron a conocer mentos realizados en una fübrica ''''""'';,, mostraron que cuando el menor que 45 "C. éste no tienen ningtín hre la tasa de transferencia de calor y que se incrementa ligeramente después de éste así, una reducción de 7.5 1/í, fué registrada sobrecalentamiento de 100 oc. Se considera como una buena pr{\ctica la ción automática del sobrecalentamiento del de escape, dado que el grado de to puede variar considerablemente. p¡:artitcularr durante periodos transitorios de operación hle. También se sospecha que elevadas turas del vapor de escape pueden hrccalentamientos locales de jugo. Y por lo pérdidas químicas en los eva1;omdores. tal explicará en detalle en la Sección 12.H.X.

12.8.4 Pruebas de vacío La entrada de aire en los cuerpos que operan al vacío es siempre motivo ~e ción. Esto puede deberse a fugas de vacJ~J­ vúlvulas, o como resultado de la corrns!Oll

, bajo cunJiciones Je aha humedad La consecuencia es una reduccitín de ¡11 cn:mento en la carga del equipo

"""''·'"'" y t;n

s cuernos evaporadores no., siempre ll¡ . t· · . aislados. usualmente no es lacii efec. Je entradas de aire como en el caso de Las pruebas de vado generalmente coninducir un vacín y registrar el incremento respecto al ticrnpn. Dando por sentado absoluta en el cuerpo sea menor que "1 iluJ.il de aire que entra en el cuerpo es '¡ de la pn:sirín absoluta. Una prueba en un cueqJo evaporador debe indicar un de prcsilÍn por debajo de (aproximadalO kPa en JO minutos. ¡ambién necesario efectuar regularmente de presión en la calandria. Esto debe harutinariamentt: presurizando la calandria con que

.

351

poración por descompresión instantünea "llash", que promueva la circulación y evaporación. excepto en el primer cuerpo de cada efecto. Smith y Tay/or ( 1981) mostraron que éste fenómeno es particularmente importante en los últimos efectos, brindando una convincente razón para operar los cuerpos en paralelo. Para configuraciones en paralelo es necesario diseñar las tuberías de alimentación de manera que se asegure uniformidad en la distribución del llujo entre los cuerpos en paralelo. Esto no es difícil de lograr si el anillo de alimentación de los cuerpos es diseñado cuidadosamente con una mayor pérdida de presión en las boquillas de alimentación; si los cuerpos son de diferente capacidad, es posible lograr un liujo proporcional a la superficie de calentamiento de cada uno mediante la instalación de un número de boquillas de alimentación proporcional al úrea en cada cuerpo.

12.8.6 Bombeo de meladura Arreglos de evaporadores en serie y en paralelo se realizan expansiones de fábricas de incrementilS de capacidad de evaporaci{m con frecuencia mediante la instalación de cuerpo extra de gran capacidad, y agruos restantes cuerpos de manera que se logre 1 razonable del área en cada efecto. conduce a que un efecto sendos u mi.Ís cuerpos. Se debe entonces una decisión en cuanto a si los cuerpos serrín en serie u en paralelo cnn respet.:to al ventaja de tener Aujo de jugo en i en el hecho de que los cuerpos que pretiltimo uperan con menor concentmciún de alcanzando pur lo tanto en pro memayor transferencia de calor debido al efecto sobre la transferencia de calor. Por la limitaci¡)n se encuentra en el hecho de existe una diferencia de presión que produzdc líquido desde un cuerpo al siguiente del efecto. y que las tuberías de interconexión que ser cuidadosamente diseñadas teniendo cuenta. el arreglo con flujo Je jugo no cuema del todo con la ventaja de eva-

Dado que la meladura sale del último efecto a su punto de ebullición, el NPSH disponible en las bombas puede ser h::~o. Es común instalar un separador en la succión de la bomba. el cual en caso de resultar bloqueado incrementa la caída de presión en la línea de succión, haciendo nuís desfavorable ésta condición. Esto normalmente constituye un problema sólo cuando los evaporadores se encuentran instalndos a una elevación baja, proporcionando baja cabeza esttltica sobre el lado de succión. En esta situación las siguientes recomendaciones pueden ser de ayuda: Contar con dos separadores en paralelo para la línea de succión, de manera que uno de ellos pueda ser limpiado sin que sea necesario detener la operación. Particularn1ente luego de las limpiezas de evaporadores, terrones de incrustación pueden resultar atrapados en los separadores y generar taponamientos. Elegir bombas de baja velocidad. Utilizar bombas con bajos requerimientos de NPSH (Net Positive Suction Head = cabeza de succión neta positiva). Instalar una línea de alivio (típicamente de 25 mm de diámetro) desde el ojo de la bomba hasta el espacio de vapor en el cuerpo. Ésta debe contar con una válvula cerca de la bomba, la cual se cierra cuando la bomba no se encuentra en operación.

Ur..:fi.•mwias f'lÍg. 367

!2.H.9 Cambios de pH

Evaporaci(m

352

Las empaquetaduras o sellos de la bomba deben conservarse en buen estado para prevenir la entrada de aire a la bomba, lo cual causa problemas para el bombeo de meladura. Asegurarse que el suministro de agua para sellos o glándulas (de ser requerido) sea confiable por la misma razón anterior.

12.8.7 Causas de mal desempeño Es útil contar con una lista de revisión que enumere aspectos a considerar cuando los evaporadores no se desempeñan de acuerdo con las condiciones esperadas o de diseño. Esto puede deberse a fallas fundamentales en el diseño, o debido a que los cuerpos se utilizan en tareas diferentes a aquellas para las cuales fueron originalmente diseñados, o debido a algún deterioro en particular del estado del cuerpo. Algunos de los factores a tener en cuenta son: Condensados no evacuados adecuadamente de la calandria, lo cual puede deberse a trampas de vapor bloqueadas o a tuberías subdimensionadas. Los gases incondensables no se desfogan (ventean) adecuadamente desde toda el área de la calandria, o algunas de las descargas se encuentran bloqueadas o resultan ser inadecuadamente pequeñas. Fugas en la calandria, sea a la entrada de aire a la calandria, o el escape de condensado o vapor al espacio del jugo hirviente. Caída de presicín excesiva entre el espacio de vapor de un cuerpo y la calandria del siguiente cuerpo. Esto puede ser causado por taponamientos del separador de arrastres, tuberías de vapor subdiseñadas o por la presencia de algún elemento en la línea que cause obstrucción del nujo. Deficiencias en la ubicación de las entradas y salidas de jugo que causen evaporación desigual e incrustaciones localizadas. Uno de los cuerpos resulta sobrecargado debido a que constituye el cuello de botella del tren de evaporadores - ésta deficiencia se puede identil1car comparándole con los otros efectos mediante el criterio de eficiencia de área (Sección 12.5.6). El cuerpo sufre incrustaciones más severas de lo esperado debido a condiciones de proceso.

El cuerpo no se ha limpiado t'H.lecumb~,, encuentra parcialmente incrustado Cortocircuito de líquido desde las·, salidas de jugo debido a un di ,se·no 1· ~

12.8.8 Pérdidas de sacarosa en radores Debido a elevadas temperaturas se sentar serias pérdidas de sacarosa en las de evaporación. Las mayores tempenJturas ceso se encuentran en el primer efecto Debido a que la inversión y otras rctiCcinriC gradación son dependientes de la tencncTatm resulta ser importante; la dependencia sobre: peratura es exponencial, y por consiguiente peratura promedio y las temperaturas 1 ¡ gran importancia. Las pérdidas se tratarán detalle en la Sección 25.4 y valores de (tasas) de inversión en función de las ¡ operación se presentarán en la Tabla 25.2. tante resaltar aquí que la proporción (tasa) sión se duplica por cada incremento de de 6.3 oc. Estas reacciones tamhién son i tiempo y del pH, siendo importante tmtar mizar el tiempo durante el cual el líquido do se encuentra a elevadas temperaturas la minimización de la retención del jugo. punto de vista de inversión, es también mantener un pH elevado, por encima de feriblemente arriba de 7 A a la entrada efecto. No obstame, el efecto de la mucho más significativo. Por ésta r
para contrnlar el sobrecalentamiento. defecto de la tt:mpcratura es exponen... J·¡s ¡cm¡Jcraturas resultan ser muy Cl CVd ' ' . , , _. • · s de u.cncraC!Oll de perdidas de wrn11n 11 · ~ de azúcar debidas a am1stres son érdida que se presenta en los evaporacu~Jcs se discutirün en la Sección 12.9.

que se presenten cambios de pH a tren Je evapnradorcs. Generalmente se caída del pl--1. la cual no es motivo de mientras d cambio sea inferior a l minimizar las pérdidas en la casa de dchen obelcnerse valores de pH en las irruaks o mayores a 6. El cambio del pH ~ por diláentes factores: 1 gradual dd fosfato de calcio a fostri•cáldcn y su precipitación. 1 i 1 de wmpuestus amoniacales. de ;ícidos orgánicos como producdegradación de los azúcares invertidos. a valores de pH dcvados. utiliZ
Separación de arrastres tam.stres' se rcJ\en.'n al _jugn que es arras, de rapor que sale de los cuer. Esto n:sulta en pérdidas de azúcar se deben controlar. lo cual se logra uso de st:paradores de arrastres. Los producen como consecuenci~l de cinco

1)

353

Salpicaduras del líquido en ebullición.

2) Erupciones puntuales de líquido debidas a con-

diciones no uniformes. tales como entradas puntuales de alimentación o entradas de aire o fugas en tuberías internas de incondensablcs. 3) Arrastres debidos a la formación de espumas, frecuentemente asociadas con los arranques o paradas o condiciones de operación inestables. 4) Problemas operacionales, incluyendo cambios súbitos de presión, niveles del líquido demasíaJo elevados o demasiado bajos. bloqueo de las tuberías de retorno de arrastres recnlectudos. o remoción errática de condensado que causa fluctuaciones en la tasa de evaporación. 5) Arrastre de pequeñas gotas cuya velocidad terminal se encuentra por debajo de la velocidad de la corriente de vapor producida. La primera se puede resolver asegurando que exista suficiente espacio por encima del nivel del líquido. La segunda se debe eliminar mediante modificaciones apropiadas y/o reparaciones, y la tercera y cuarta son condiciones anormales que pueden ser minimizadas mediante una operación cuidadosa. La última es la situaciún de mayor preocupación, la remoción de pequeñas gotas que tienden a encontrarse en un rango de diámetro entre 1 y 100 Jlll1. Estas golas son atrapadas y arrastradas por el vapor sin importar cual sea la altura de separaciún disponible por encima del nivel del líquido. La selección del tipo de separador ésta influenciada por los siguientes criterios: Tamaño de las partículas a ser removidas. Con respecto a esto. el mayor interés está en el tamaño de las gotas más pequeñas. Las gotas pueden ser tan pequeñas como 1 Jll11, pero la mayoría se encontrará por encima de 1O Jlm. alcanzando probablemente valores hasta de valios cientos de micrómetros. Caída de presión a través de los separadores. Ésta debe ser tan baja como sea posible. particularmente en Jos evaporadores, donde cualquier caída de presión reduce la presión global y la diferem:ia de temperatura disponible. Capacidad de autodrcnaje del separador o sensibilidad a taponamientos. Generalmente esto se rellere a la capacidad de manejo del líquido que tiene el separador y a la necesidad de limpiezas rutinarias. Forma de retorno al líquido en ebullición de los arrastres separados. Costo total de instalación del separador.

354

Evaporación

Todos Jos separadores de arrastres se basan en algún tipo de interacción en el balance entre la fuerza de resistem:ia al flujo y la fuerza de gravedad. Esto se puede lograr de diferentes maneras: superando las fuerzas de resistencia al flujo mediante reducción de la velocidad del gas (separadores por gravedad o cúmaras de sedimentación): introduciendo fuerzas adicitmales (lavadores tipo ventury, ciclones, precipitadores electrostáticos); o incrementando las fuerzas gravitacionalcs mediante el incremento del tamaño de las gotas (separadores de impacto). Algunas de estas opciones no son viables para el procesamiento de azúcar.

12.9.1 Tipos de separadores Los separadores hacen uso de uno o más de los siguientes mecanismos de separación: Gravedad, Fuerza centrífuga, Cambio de dirección. Intercepción y coalescencia, Impacto inercial. La separación por gravedad no es una solución pn:íctica, debido a que requiere una cámara de sedimentación demasiado grande. La acción centrífuga es utilizada en algunos casos para lograr la separación de manera m<Ís efectiva. Una gran variedad de equipos separadores han sido empleados a través de muchos años, con diferentes grados de éxito. Las descripciones de estos son presentadas por Hugol (1986:537-540) y por Che11 y Clwu (1993:186-193). r..·Iuchos de estos separadores han perdido credibilidad y sólo aquellos diseños que son utilizados más comúnmente en la aclUalidad se discutinin a continuación. Los separaúores son instalados en la parte superior de los cuerpos o en la línea de vapor que comunica al cuerpo con el siguiente cfeclo o con el condensador: preiCriblemente se inst.:1lan en la parte superior del cuerpo, porque los separadores en líneas de vapor son más costosos de instalar y mantener.

Separadores J>Or reversión de flujo. Algunos separadores de incrustaciones dependen totalmente de cambios en la dirección del flujo de vapor. lo cual resulta en remoción de las gotas mediante impacto inercial sobre supcrflcies sólidas. Es posible tener

uno o más cambios de direcció 11 . El t~rea .es los separadores debe ser dime 11 s1·1 . ·' , . . · llMua que a la maxm1a proporción de flujo. la la. cual ocurre el rearrastre de hs "l>t· '·e<~Sno , . d1da. Las gotas se deben recolect·¡r • _1. envn no al líquido en ebullición. ' Ellipo más simple de separador se ces como "sombrero superior'". Éste imluce bios en la direccitín del !lujo de vapor. las que deben ser retornadas al cuerpo. Un se presenta en la Figura 12.17 A. Es· un sello líquido entre el compartimiento ción de arrastres y el cuerpo del que existe una pequeña pérdida de presión del separador, el vapor tiende a !luir hacia el tubo de retorno en caso de mtsencia de reanastrando el líquido que ha siúo i separado. El sello líquido debe ubicarse mente afuera del cuerpo. con unt¡ mirilla una pierna U con posibilidad de Jren
Separadores centrífugos. Algunos paradores utilizan a la fuerza centrifuga paracitín. Sin embargo, su clicicncia canzar elevadas velocidades. lo cual Cllllldi.ICC ¡ caídus de presión. La velocidad límite es locidad a la cual todo el líquido separado es trado o reincorporado en la corriente de bajas presiones la máxima velocidad 1 incrementa debido a la menor densidad del Para que los separadores ccntdfugos puedan operar tan bien como los SCJ,m·ad,or trífugos pequeños. es necesarin inr:remr:rltilr cidad del vapor. Sin embargo la caíúa de lo ],:¡rgo del separador se incrementa con cuadrada de la velocidad. y dehitlo a esto L'ierto tamaño los separadores centrífugos se impr<Ícticos (ésta es la nwín por la cual cos de pequeño-" hidrociclnnes en lugar hidrm:idones). Por ésta radm lns di'',éñadllf' han recurrido al simple escalamien!ll lJ de los separadores de arrastres que han en cuerpos viejos y pequeños han · que no funcionan bien en cuerpos nuevos de tamaño. debido a que se ha tenido que ' velocidad del vapor a los mismos nivt:h::s

355

\2.9.1 Tipos de separadores

0

de lo contrariu la caída de presión

rcpresent;¡du en la ~igura 12.17 B se cnn ckrta frccucncm. aunque su uso ''-""':rctli'taulnt en Sudüfrica. donde fue de' ·k J'J)"i) (/el -- '\'va - no es recomendado. Su es tú en d hecho Lle que el vapor se ."¡o \argo de la pcri!eria del separador. justo . encontrar gotas. y no desde el ccnLro típicamente con los ciclones. . 1 ¡ · cutntín en tachos y evapora1 ." ·central interno ha consistido vapor alrededor del condensador <m1 entwda. comtJ -~e ilustra en las Figuras 12.17 , prnceso separa las gotas contra las p<.Lrelas nwlc.~ pueden entonces escurnrse ÜJ;Jdo dd conducto drcular. desde donde : .-ti cuerpo. Uno de los problemas de 1 1 de separadur es brindar suficiente tiempo a para que golpeen contra la pared: el tiempo separador es normalmente muy corto.

Separadores de malla de alambre. Los separmlores de malla de alambre son probablemente los más eficientes. Estos consisten de ahnohadillas de alambre entretejido con un espesor entre 100 y 300 mm. El diámetro de los alambres generalmente se encuentra entre O. 10-0.28 mm. Las alnmhmlillas tienen una elevada fracción vada, entre 0.95 y 0.99. Las almohadillas se montan sobre un marco sujetador, el cual se emplaza sobre suportes met<Ílicos dentro del cuerpo. Estos normalmente se instahm horizontalmente en flujos verticales ascendentes. Estos separadores son capaces de remover gotas cuyo tamaño exceda Jos 2~5 ¡.tm. y la caídtl de presión es normalmente inferior a 25 mm de agua. Las almohadillas de alambre ofrecen un amplio rango operacional entre 30-110 q} de su capacidad de diseño. El límite superior está determinado por la reincorporación o rearrastre J.e gotas de líquido desde la almohadilla de alambre. No obstante. estas ahnolmdillas terminan bloqueándose con el tiempo y se hace necesario efec-

e A bomba de vacio

-~

,.---------Condensadar interno

8

~:~~~~ JJI____

e:-

1

-

/

arrastres

..

Drenaje

E·nraaag t d lB g~inyecci ón

1-----. ;;>

1

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Sel,de1/;¡ deagu; ~

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1

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Linea para retor no de as tres

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fc=·_-.)') \dor 1nterno

,\ '--..__jy!) '•.·

'···.

/

Apertura ~ 1 ·.><'... Descarga desde ~ separador para entrada ' de vapor centrífugo

· ' Dil'erenks tipns de separadores de l!lTastrc~ por fC\'t:rsil'Jil de flujo: n Separador Ct'ntrífugo: e Separador Ue atTastrcs con condensador interno: D Vista un sepc¡radur de arrastres con condensudor interno

l?t:fl.'n·m·i¡¡s ¡}(ig. 3fl7

Evaporacilín

356

tuar remociones y limpiezas periódicas. Es posible instalar boquillas espray de agua paru efectuar lavados periódicos, pero aún así las almohadillas generalmente recolectan azúcar carbonizada, cuya limpieza requiere lavado en un baño de soda cáustica. Las almohadillas se deben instalar ~justadamente entre si, pues en caso de que exista cualquier holgura entre secciones adyacentes se presentaran elevadas velocidades localizadas que pueden incrementar signifkativamente los arrastres. Es muy importante por lo tanto que las almohadillas sean instaladas COJTectamente luego de cada limpieza. De igual manera no deben existir holguras con paredes laterales adyacentes.

Separadores de placas Chcvron. El uso de una serie de secciones angulares de hierro en un arreglo intercalado es simple y se ha encontrado que logra operar eficientemente. Sin embargo, estos demandan una porción significativa de área de flujo, requiriendo grandes áreas. Un desarrollo müs útil ha sido el separador Polybafle desarrollado por CSR en Australia (Fre\1' 1971 ), seguido posterionnente por el uso de placas chevron en la fábrica Cattle Creek en Australia, donde fueron instalados verticalmente para un 11ujo horizontal. Éste diseño ha sido modificado y optimizado en Sudüfrica y en Australia. donde las placas han sido incorporadas en "paquetes", los cuales pueden ser instalados horizontalmente sobre soportes dentro del cuerpo para llujos verticales ascendentes. Estos separadores consisten de una serie de placas o baJles a través de los cuales Jluye el vapor. Las rormas de las placas chevron utilizadas en procesos industriales se ilustran en la Figura 1:2.18. Estos ofrecen como ventajas una elevada capacidad, baja caída de presión y son libres de taponamientos.

b':\·· . 'o,

Rango angular

23"-54°/

'-.,

/'///

( r

-·1

r

12.9.1 Tipos de separadores

~~neralmente se inducen varios cambios cJon, lo cual causa que las gotas imp·¡ · •C 1en placas. El líquido separado escurre S(lbrey cae desde el fondo del paquete de 11 ¡.1 , . •Cas · de ~!:!Otas que son suficientemente e.,,.•11 d 1 es ser rearrastradas. Generalmente se tienen . 4 pasos (es decir el número de secciones el zigzag de un chevrnn equivalente); el tiene 2 pasos Y el separador de Cattlc 7 pasos. El espacio entre halles adyacentes tre 5 y 75 mm (medido en el plano,,,.;.,,,"'· usualmente estü entre 20 y 50 mm. con un total en la dirección del flujo de 150 a 300 general la eficiencia de separación aumenta da que se reduce la separación. Algunas placas chevron cuentan con otro tipo de retenedores sobre los bordes lento de mejorar la retención del líquido. sentadas por McNu/ty et al. ( 19H7¡ indican arreglos sobre los bordes conducen a de presión sin ningún mejoramiento de Estos pueden ser instalados para flujos u horizontales. El 11ujo horiznmal ofrece la de que las gotas escurren sobre las placas y que descender a través de la corriente · · vapor. No obstante, una película de líquido sobre el fondo y el flujo de vapor puede desde la entrada hasta la salida del "·'""'""lnr exista ninguna fuerza en contra.ltl cual cesidad de instalar retornos de aJTastrcs líquidos para devolver los arrastres r de enu·ada. Adicionalmente, ellíquidn. ne que escurrir mayores distancias hasta < fondo de las placas chevron. resultando en cula de líquido más gruesa sobre e! extremo de las placas. Las películas de líquiJo de

l~l ~

))()

r r

1-.-19-75 mm

t

Flujo de gas

A Zigzag

B Sinusoidal

t

t

t

Flujo de gas

tipo de separador müs popular en Luisimm y que es utilizado exitosamente se presenta en la Figura 1:2.19. En general los separadores de placas Chevron son la opción mtís comúnmente adoptada para la mayoría de aplicaciones.

12.9.2 Diseño y dimensionamiento

Separador Uc placas chevmn (cortesía de

"'" ""'"·"" nuís propensas al rearrastre que las del!!adas. Por estas razones. generalmeme opción para la instalación de separadores en evaporadores es sobre flujos verticales. , casos elllujo müximo de vapor estü de terpor el rcam1stre de gotas desde las superfiseparadllr. separadores ofrecen típicamente menores '1. que los separadores de malla de alamlogran separar gotas tan pequeñas como 1O pm cuando se seleccionan La eficiencia aumenta a medida que incrementa y el espacio entre placas se n üngulo de 45" es común, que con una seentre placas Je 22 mm (medida en el plano es generalmente adecuado para aplicafabricas Je azücar. En la mayoría de casos autolimpien1 y no requieren ningún enimi,,nto o mayor atención. Dado que son de con frecuencia st: utilizan para el remp!ase.par·adon"· de malla en los evaporadores. Sin deben ser dimensionados conectamcnte condiciones de la aplicm:icín. En la práctica, los separadores se diseñan apropiadamente, estaní por debajo de 10 mg azúcondensado. Lon! et al. (1999) indicaron separadores chevron ofrecen baja caída de libertad de drerHüe (no taponamientos) y a, trazas en etluentes por debajo de 5 mg/

Flujo de gas

e

Zigzag modificado

D

Figura 12.18: Geometría de placas chcvrnn para separadores (adaptado de McNufry e\ a!. 1lJR7).

357

:de separaJorcs similares son comerciapor Muntcrs (1\(11//fh'll el al. \999). Koch y (Australia). Una fotografía del

Posicionamiento de separadores de arrastres. Existen dos requerimientos para determinar donde se debe instalar el separador de arrastres en el cuerpo del evaporador o tacho: Debe ser suficientemente elevado para no ser afectado por salpicaduras de líquido desde la superficie en ebullición. Debe ubicarse a suficiente distancia de la salida de vapor de manera que el patrón del Jlujo de vapor sea uniforme a través de la sección de corte del separador. Es necesario proveer suficiente altura de separación por encima de la calandria, para lo cual a veces se ha utilizado una altura por encima de la placa superior de tubos igual a 2.5 veces la longitud de los tubos. Éste valor es innecesariamente elevado en !a prüctica. y una altura de 4 m es adecuada. Una altura de separación por encima de la calandria en el rango de 4 a 5 m es probablemente ideal. También se requiere contar con suficiente espacio por encima del separador para permitir el reenderezamiento del !lujo. Si la salida se encuentra muy cerca del separador, causa flujo desigual a través de las diferentes secciones del separador. Regiones de mayor velocidad pueden causar reanastres. Para el caso de descargas centrales (localizadas encima del centro del separador) es nmmal dejar una distancia entre el separador y !a salida igual al menos a la mitad del diámetro (o el diámetro equivalente si no es circular) del separador como se ilustra en la Figura 12.9. Para el caso de salidas de vapor laterales se requiere dejar una mayor distancia, y puede ser justificable efectuar una proyección de la salida de vapor lateral hasta e! centro del cuerpo. Dimensionamiento de los separadores de arrastres. Los separadores de arrastres generalmente tienden a operar con mayor eficiencia a elevadas velocidades. Sin embargo existe un límite de máxima velocidad impuesto por el comienzo del rearras-

Rt1L•rencias ¡¡¡ig. 367

tre de líquilio en el separador. La vclocidmlrmíxima determina el área requerida, y pnr lo tanto es necesario contar con algún método para estimar de ésta velocidad máxima. En el caso de flujos de vapor verticales ascendentes. existen dos fuerzas opuestas actuando sobre las partículas: La fuerza gravitacional que actúa ha-

cia abajo tratando de acelerar a las gotas en ésta dirección, y una fuerza opuesta de arrastre pur friccit'ln que trata de reducir la velocidad de descenso de las gotas. La fuerza de fricción del 11ujo F 11 puede ser expresada en términos del úrea de la gota de líquido Ar y del coeficiente de fricción CD como: (12.43)

Pura partículas esféricas de diámetro d". esto se puede expresar como:

La fuer-¿a gravitacional F,, corregida por flotación. para esferas en caída libre" es:

F, =rr:·d,_' ·(p, -p,}g/6

(12.45)

Cuando una partícula cae a su velocidad terminalu 1 estas dos fuerzas son iguales. Por lo tanto igualando estas dos fuerzas:

-(4·g·d,.)"' (P,.-p,)"' 3. PG

JI---1

12.9.2 Diseño y dimensionamiento Je separadores

Evaporaci{m

35~

.

---

( 12.46)

CD

Si la velocidnd uscendente del vapor es mayor que la velocidad terminal. la gota será arrastrada con el vapor. La semejanza entre la ecuación ( 12.46) y la ecuación de Souders-Brmt'/1 para arrastres, presentada en la ecuación (12.47) es evidente:

vclncidml en el separador mediante

El coeficiente C de Soudcr.1·-Broll' 11 se para representar cicrla fracción de la minal. Al comparar las ecuaciones. ( 1'-· 4fiJ) j se puede apreciar que las partículas de ño requieren un menor valor de C. El depende de la velocidad y por !o tanto es efectuar iteraciones para llegar a calcular dad terminal. En la pníctica el valor de e se na experirnent~lmente para el separador de en particular. Esta ecuación es útil para la velocidad máxima con la cual un . anastres puede operar. Una vez que la velocidud se ha cal.cullad•J< tir de la ecuación de Souders-/Jrmr 11 , c1 sección transversal del separador. o los flujo en caso de separadores de "''"'.,¡,;" centrífugos. pueden ser determinados flujo volumétrico por la velocidad de i 1 caso de separadores de placas chcvron, es aplicar un factor de <~;juste C'. debido a que cidad entre las placas es mayor que la • per!lcial adelante del separador. por un a acosa, donde n es el ángulo de las p!:Jcas a la corriente. El ángulo a. varia dependiendo bricante del separador entre 23G y s.r'. Al estimar la velocidad superficial o ciún para el calculo del área requerida. es dejar lugar para posibles femímenos fiujo. los cuales ocurren cuando las cn11di·docne operación son inestables o durante ne~·imlosde¡ transitorios. Una velocidad de diseño 25 r;r velocidad promedio se puede eonsidcrar Por Jo tanto la velocidad superficial 110 se

Tabla 12.9: Valores de constantes en las ecuaciones ( 1~.47) y ( 1~AH) para el dimensionamiento de se·¡mnccdm·,sck tres horizontales y para predecir las velncidades müximas

Típo de

separador Malla de alambre Reversión de flujo Placas chevrnn Pulybafte Centrífugo

Coelicientc de Soudcrs-Brotm C en m/s

Factor de aproximación C'

0.10 0.19

1.00 1.00 0.71

O.JI

O.H2

O.llJ

1.00

0.19

Velocidad superficial en Ir efecto en m/s a 150 kPa 3.4 6.5 ·Lfi 5.9 > 6.5

\3.0 16.7 > \S.J

(12.4~)

359

12.10 Remoción de condensados y su evaporación por descompresión instantánea (flash)

1.25

rcqt1t.:•1.1·u·' 1•se determina a partir de:

12.10.11\Jberías (12.49)

del cocJkientc C de Souders-Bmll'll y del ajuste C' pam el dimensionamiento de se. de arrastres se presentan en la Tabla 12.9. ·valores lo indican, el úrea requerida Jsscpttra 1Jmcs Je plucas chcvron es menor que de los separadores de malla de alambre. n•m«erida para los separadores de placas che~ ge~JCrollnlcnr.te menor que el Urea de sección Jcl cuerpo: el resto del área se cubre con

· de presión a través del separador. La presitin es propnn:ional a la cabeza de ve. decir al cuuJrado de la velocidad 110 mulpor la densidad del vapor Pv· La relaci(m UOSC1JUr;:Id
presenta la caíJa de presión cakulada número de cabezas de velocidad, K, donde K del tipo de separador. Para separadores zigcarga de líquido, K es aproximadamente 15, msctn!fatlorc:s. zigzag modill.cados, K tiene un de alrededor de 5 (McNulry et al. 19~7). necesita incrementarse a mayores conteniíquido y varía de acuerdo con el fabricante Para un estimativo preliminar, un valor 15 puede tomarse en la ecuación ( 12.50). Sin puede ser tan alto como 30 cuando se inn mimcro de pasos elevado. Generalmente '. de malla se obtiene una baja caída , por tlebaju de 25 mm de agua. La caída de con los scparaúores de placas chevron nares baja. del orden de 100-250 Pa ( 1O a 25 pern tambi~n pueden operar a mayores Ycon mayores caídas de presión. Je hasa. Los separadores tipo ciclón generalmente con mayores caídas de presión. Perk ( 1955) H50 Pa es una caída de presión acepttible de tipo ciclónico.

Es importante diseñar coiTectamente los sistemas de tuberías de condensado para lograr una remoción adecuada y segura de los condensados desde los intercambiadores calentados con vapor. Los sistemas de condensados se describirán en la Sección 29.2. Las tuberías que llevan condensados a tanques o bombas deben dirnensionarse para bajas velocidades, dado que la pérdida de presión debe ser baja, y debe mantenerse siempre presente la posibilidad de que se presente evaporación instantünea por descompresión o "llasheo" a medida que la presión se reduce. En general las tuberías para condensados se deben diseñar asumiendo una velocidad de 0.75 m/s hajo condiciones promedio de operación. Las líneas de condensado que se conectan con bombas necesitan especial atención para lograr diseños de baja caída de presión y con tuberías de succión cortas. Debe establecerse el NPSH bajo las condiciones más desfavorables y el sistema de bombeo debe ser diseñado para ser capaz de satisfacerlo. Es esencial instalar una línea de ecualización de presión sobre la línea de succión de la bomba y además efectuar los esfuerzos necesarios para eliminar posibles fugas.

12.10.2 Trampas y piernas-U Para la remoción de condensados desde calentadores, evaporadores y tachos se requiere un sistema que permita únicamente la salida de agua líquida y no de vapor, lo cual puede lograrse con una trampa de vapor. o un sello pierna U, o un tanque recibidor de condensados en el cual se mantiene el nivel de líquido automáticamente. Los tipos de trampas utilizadas son las termodinámicas (ej. trampas Gestra), que se ajustan muy bien a cargas elevadas y estables, las trampas de esfera Hotante con úesfogue de aire tem10stático. y las trampas bimctálicas de expansión. Detalles sobre el dimensionamiento, aplicaciones y caídas de presión se pueden obtener a través de los fabricantes.

360

12.11 Incrustación y limpieza de evaporadores

Evapomción

Las piernas U son sistemas simples Ue sellado utilizados con frecuencia para pasar el condensado desde un efecto evaporador al siguiente cuando se efectúa !lasheo de condensados. No obstante existen algunos aspectos que es importante considerar. Primero la allllra de sello debe cubrir tudas las diferencias posibles de presión esperada en la práctica. y se debe adicionar 50 % extra a la altura requerida del sello. Esto considera parcialmente el hecho de que a medida que el condensado asciende por la pierna U la presión se reduce y que puede iniciarse la ebullición por descompresión instantánea 'liash'. Por lo tanto además de brindar altura de sello adicional. la pierna ascenJente deberá diseñarse para velociJades mucho menores, preferiblememe (en ausencia de ftasheu) por dcbujo de 0.5 a 0.6 m/s. Estas son recomendaciones generales y no garantizan el desempeño en toda circunstancia. Lyle ( 1947) sugiere que se requiere una longitud casi infinita en las piernas-U para garantizar el desempeño requerido. Adicionalmente postula que éste tipo Je sistema no opera de manera estable y presenta "borbotones erráticos ... El uso de un control automático de nivel en los tanques de condensado es una alternativa a las piernas U (ver Figura 12.8 en Sección 12.5.5) que pernlite lograr el mismo resultado. Tiene la ventaja de evitar la necesidad de contar con largas líneas de sello. El requerimiento de mantener niveles Je control adicionales es compensado por su facilidad de uso. Tanto los controles de nivel como las piernas U no requieren el mantenimiento permanente que demandan las trampas de vapor. Se recomienda un uso amplio de mirillas de vidrio en los tubos y en los tanques de condensado para que sea posible revisarlos en operación y facilitar la detección de problemas.

12.10.3 Tanques de condensado Cuando se pretende efectuar '!lasheo· los condensados se recolectan usualmente en un tanque receptor o flash. el cual debe ser dimensionado para permitir que ocurra la evaporación instantünea por descompresión sin que se arrastre mucho líquido. Estos pueden ser diseilados con el mismo método delineado para el diseño de tanques flash para jugo presentado en la Sección 9.6.3. La ecuación de Sonders-Brmm se utiliza para calcular la velocidad máxima del v¡¡por. la cual es necesaria para dimen-

sionar el diámetro. En este caso se puede • •• 1 aproxnnac10n m~nos conservadora. Judo arrasLres no constituyen un grave prnble .. . rn<~,se m renda un valor de 0.01 m/s para el cocl· · Jcrente la ecuación (9.26). Es una práctica común adicionar los sados de tachos al sistcm¡¡ de flashen de los radores, bien sea utilizando los misn10 s condensado o. cuando se desea, manteniendo, condensados por separado. ., También es posible incluir el · calentadores. cuiúando qu:.el sistema pre\"c¡;ga estos condensados sean ut¡hzados como anua mentación de calderas. e

12.11 Incrustación y limpieza evaporadores 12.11.1 Incrustaciones Con el transcurrir del tiempo de operación . presenta un fenómeno de incrustación sobre la perllcie interna de los tubos, a medida que los ponentes del jugo, principalmente los maleriule! inorgánicns. se saturan y precipitan. Una 1 • ción elevada de precipitados se presema donde¡ rrc la evaporación, es decir cerca de la supedide los tubos. con el resultado de que parte del precipitado se adhiere a la superficie de Jos Las incrustaciones incrementan la resistencia· transferencia de calor desde el vapor callcfatelnlr que se condensa hasta el jugo en ebullici1ín. En · cuencia la proporción (tasa) de transferencia de es mucho mayor cuando los tubos est:ín lirrtpi<JS Gl"' cuando se encuentran incrustados. La velol'idad incrustación corresponde a la proporción {tasa) de deposición y remoción, que es inlluenciada múltiples factores, incluyendo la Clllllposici6n jugo, la concentraci6n de sacarosa. la temperatura la vclncidacl del líquido a través de Jos tubos. ralmente se encuentra que la capa de i l tiene mayor espesor en el fondo del tubo que en parte superior como consecuencia de las i velocid¡¡des encontradas en las dos regiones. También se ha encontrado que la disposición la entrada de líquido relativa a las tuberías de puede afectar la deposición de incrustaciones. pobre distribución de la alimentación puede

.. ¡centraciones no uniformes y regiones . dt:! elevada concentración, donde la prede incrustaciones se acelera. Los patrones ·ru>ltac!lllll dentro de un cuerpo pueden ser en mejorados mediante modillcaciones de la de ]a alilllentación. Adicionalmente se ha 1 en ]a pr:ictica que las incrustaciones son en sist~.:mas de evaporadores sobre-di1 ·que en aquellos que operan continua, su capacidad nominal. V:trins nwulelllSl han sido utilizados para describir . , 1 · en diferentes aplicaciones indusLa resistencia a la transferencia de calor se • en d ladn del vapor que se condensa, a tra11 e la pared metúlica de los tubos, en las incrusformaJas dentro del tubo, y en la capa de cercana a la superficie interna del tubo. Bajo ''étmdiCIOIOCS de opL~ración razonablemente estables, c{md•sCSii.IS resistencias son más O menos constantes, excepdón de la resistencia debida a las incrus\lncii)(]CS. Utilizandn la ecuación para transferencia en ¡;alentadores de jugo. ecuación (9.9), el )í:vcficienlc global de transferencia de calor puede i'.i:Xpresarse corno un coellciente para tubos limpios por un término que varía con el tiempo de operi.ICÍ<Ín y representa a las incmstaciones. Por lo : ecuación {{).9) se puede reformular como: ¡~neJ ¡,:01

t.:

8 r 1 +--+~+--

A· A

A

k" ·A

(12.51)

(12.52) k0 es el valor de k cuando el tiempo es igual Y Jos tubos están limpios. La resistencia de -- rr.; se incrementa con el tiempo a que se deposita la capa de incrustaciones, y é .O lle¡~ntlc del espesor de la incrustación. Jos compode la incrustación y la naturaleza de los prc;··•ctnitadc>~. Considerando que las incrustaciones se ';Ulep<Jsit:m linealmente con el tiempo se tiene:

(12.53)

•••'""oel" O~6-+)

mostró que si se asume un flujo de constante por unidad de área, la forma de la ••'.ecuaci<.io 02.53) es correcta: pero que si se asume ,S llnil difenonc•ia wnstantc de temperatura entonces la correcta de la ecuación debería ser:

1 k"

1 kl~

~=-+e

' ·t

361

( 12.54)

Donde e y e' son constantes que dependen de múltiples variables. El caso de flujo de calor constante por unidad de área es el más importante. dado que usualmente se logra en la práctica cuando la tasa de producción es estable. Reit:er mostró que las incrustaciones son más severas cuando la incrustación tiene baja conductividad térmica, ln~ja densidad y una curva de solubilidad de elevada pendiente. También son promovidas por un bajo coellciente de la película interna. Solberg el al. (2006) reportaron valores de la constante e en la ecuación ( 12.53) que varían entre 0.1 y 0.12 (m 2 • K)/(kW ·día) para un evaporador Robert en el efecto llnal; los valores para los otros efectos fueron muy pequeilos, indicando que los tres primeros efectos se incrustan muy lentamente. Sichteret al. (2003) reportaron una ectmción utilizada en Australia para predecir la caída del coellciente ele transferencia de calor: k =k., ·exp(-c"·t/100)

(12.55)

donde k es el valor Juego de t horas. El coellciente e" tiene un valor de 0.19 para los evaporadores Robert y valores entre 0.18 y 0.16 para evaporadores de placas de película descendente.

12.11.2 Caracterización de incrustaciones Muchas investigaciones sohrc la naturaleza y la composición de las incrustaciones en los evaporadores han sido realizadas. Estas han producido bastante información. pero no han contribuido signillcalivamente a minimizar o eliminar las incrustaciones. Los principales componentes inorgánicos son sílice, calcio, magnesio, y fosfatos. La composición de las incrustaciones es afectada por la composición de la caña procesada. que es a su vez afectada por f¡¡ctores de suelo y dinuíticos; aunque Hiilthew y Tumer ( 19~5) reportaron que la composición de las incrustaciones no cambia mucho durante el curso de la zafra. La magnitud ele las incrustaciones es también inAuenciada considerablemente por el control de pH en l¡¡ est<Jción de clarillcación. tanto por el valor del pH, que afecta la composición del jugo, como por

l?efereucias pdg. 367

362

Evap(}ración

la estabilidad en su control, dado que desviaciones de pH pueden causar serios efectos de incrustación rápidamente. En el último efecto ocurren la mayor cantidad de incrustaciones. Con frecuencia las inrrustaciones son más severas en el primer efecto que en el segundo y tercer efectos. Los principales componentes de las incrustaciones y su susreptibilidad a los agentes de limpieza química son presentados en la Tabla 11.1 O. Se <.~precia como el calcio es uno de los prim:ipales ingredientes de las incrustaciones. Generalmente las incrustaciones cncontmdas en Jos primeros efectos consisten de calcio y fosfatos, y son algo más suaves que las incrustaciones encontradas en los últimos efectos, que son caracterizadas por una concentración de sílice mucho mayor. las cuales son más duras y difíciles de remover. El oxalato también parece

12.11.3 Agentes antiincrustantcs

ser un componente importante de las"''"''"'""' e interactúa con la sílice para fnrmar LH\l ·• 1 ci6n muy difícil de tratar. Wa!rhew y Tumer ( 1995) sugieren que: calcio, sílice y fosfato de calcio son for 111 • d ' . ·~ part1culus colOidales en suspensión antes de positadas alrededor del material e""·"'' ¡11 nn(<,m

Opcíon.:~

para limpieza de tubos evaporadores. de Hrmig ( 1963: 1R3)

(IJ

P::L~jJ:lt!ore~ ~

.

363

!{r¡t:tti>·rJ~

(al Seco (h) Húmedn

\2) Empujado manualmente Descarga de vapor Duchas (espray) de nguaa Hita presi{in

positarse en capas, sugiriendo que algunas nes particulares en los evaporadores pueden deposición de diferentes materiales. información sobre la composición de las .i ciones se presenta en Hrmig ( 1963: 12+-142). Los métodos para la remoción de mcrus!acioJ se resumen en la Tabla 12.1 1. El i supeditado a las estructuras locales de costos v naturaleza de las incrustaciones. ~

---==-====

11)

- - - - - - (2)

(J)

Apw Sn!udún de .'\:aCJ - - - - ( a l Con sulfato amoniaral

<(n)

EDT.-\ cou ajuste de pH

( 1) Acido clorhídrico

Con lluoruros

(b) Con NnCI

/////

~ (2) Acido sulfámico - - - - - ( u ) Con lluoruro (h) ..\cida

¿~·~ ((~))

Bisulfatodesodio "AIIÍminn fCrrica" (sulfatos fCrrico y de aluminio) (5) Mieles fennentndas (6) Acido cítrico ...

Tabla 12.10: Principales componentes Ue incrustaciones y detalles Ue formación y limpieza (adaptadn de 2000) Compuesto

-======(n)

Formación Principalmente ~:n tu~ du~ primero~ efectos, reduciCndose progresivamente a lo largo del tren de evaporadores.

fosfa10 de caldo

Atacado efectivamente con ~oda cüw.tica. con kit.!ns diluidos. por ej. ~ulf:irnicu y fCrrica''*.

(b) (e)

- - - - - - (n)

Sílice (amorfa o calcit1 cristalino)

~ilicato

Con NH 4 F

th:

Agentes antiincrustantes

*

Con fosfatos de sodio

Alcalina

"aJUmina férrica": Es una solución ¡ícida amortiguada ( huffered}, que cnnsbtc en una m~: zeta de ~u] raws fCrrico y de illuminil1.

Se han propuesto varios aditivos químicos que ?',''<SIII(lorJc que al ser adicionados en el jugo molas característicLls de cristLllización o precij;pilaciún. previniendo la formación de incrustación los tubos. Ninguno de estos agentes químicos sido exitoso consistcntemente en la industria Je caña. Se ha informado que algunos ',;tnndu<:cn a incrustaciones más blandas. las cuales f<íciles de remover, o que permiten prolontiempo entre paradas para la limpieza de los Sin embargo no se ha encontrado nadLl que

pueda prevenir la formación de incrustLlciones de sílice, que constituye el componente de incrustaciones más difícil de tratar. Wa/rlu-'11' y Tumcr ( 1995) han observado que los antiincrustantes cambian la cantidad y forma de componentes tales como el oxalato. más en general no tienen un efecto global significativo. Los aditivos químicos modernos que han sido propuestos son generalmente de dos tipos, compuestos de ácido poliacrílico y polimaleico. Los reportes de su efectividad son inconsistentes y es muy posible que estén afectados significLltivamente por la preparación del jugo.

Ri;/áencias pdg. 3fi7

36fi

Evaporación

12.12 Remoción de dextranas y almidones Los al millones y las dextranas son polisac
de la caña, proceso que se acelera cuanúo las condiciones ambienw.Ies son húmedas y calurosas. Las dextranas también se pueden formar en el tren de molinos cuando no se mantienen condiciones sanita-

rias adecuadas. Las dcxtranas son producidas por la bacteria Leucmwsiic sp. a partir de sacarosa, y están constituidas por un gran número de moléculas de glucosa. de manera que la concentración de fructosa puede incrementarse corno resultado de ésta fcnncntacidn. Es frecuente agregar ami lasa a los evaporadores para reducir el nivel de almidones en el azúcar producido. Generalmente en las fábricas que utilizan difusores el contenido de almidones es suficientemente b;_~jo para poder prescindir del uso de amilasa (ver Sección 6.7.4). Las dextranas son también indeseables debido a la multa que imponen las refinerías por elevados contenidos de dextranas, y debido a su efecto de incrementar la viscosidad de las masas cocidas hasta el punto de afectar la capacidad y la recuperación de azúcar. En estos casos se puede recun·ir al uso de dextranasa, que en ocasiones se agrega en los evaporadores cuando el nivel de dextranas es elevado, aunque éste no es necesariamente el punto óptimo para ésta adición. No obstante el uso de estos dos tipos de enzimas se cubre en éste capítulo.

12.12.1 Propiedades de las enzimas Las enzimas son sensibles al calor y pueden tomarse inefectivas por encima de cierto límite de temperatura. dependiendo del tipo de enzima. Generalmente son más efectivas en soluciones diluidas. con una proporción de reducción de almidones o dextranas que decrece rápidamente a medida que el contenido de sólidos insolubles incrementa. No obstante el efecto de los RDS sobre las enzimas depende de la composición de la solución: en general

cuando la temperatura es elevad;_¡ las más efectivas en las soluciones que se las fábricas de azúcar que en soiL1,.· . · ... 1ones dextranasas tienden a ser menos tolcr· . . . . , . antes a dtcJOnes llp1cas de procesamiento que ¡.. (More/ du Boil y Wienesc 2001). .ts

~e tie~1en dos tipos básicos de cadenas sa d1spombles, uno de los cuales resu]t¡¡ por encima de aproximadamente ()O "C que el otro tipo es nnís resistente a la ' Y mantiene su uctividad hasta nr:pr"lsinllarl:" 1 1 90 "C. La última cadena es müs efe~::ti~"J p ' ara en evaporadores, pero en algunos países se su uso debido al efecto que tiene sobre h.1s sobre los productos fabricados u panir de 1 La amilasa es relativamente bmma. dad( se produce en grandes volúmenes para la ¡ de endulzantes de maíz. Por el contrario la nasa es considerablemente más costosa y se utilizar cuidadosamente y con cautela. Ésta se de produeir a partir Je tres diferentes bacterias, pero la dextranasa elaborada a partir Chaetomium sp. es la más comúnmente Estas presentan una estabilidad térmica superior. con una temperatura óptima 1 50 o ligeramente inferior a este valor. Este 1 de temperatura se incrementa ligeramente a concentraciones de azúcar. El tiempi.J es"''"'"""" urn variable importante. y cuando la dextranasa: al jugo diluido, sólo es efectiva hasta la etapa lentamiento de jugo, donde resulta desn:lll'ur::liil:aw debido a la elevada temperatura. Por ésta razón frecuencia se adiciona en los efectos csaprrradmcs que operan a menores temperaturas.

oc

12.12.2 Uso óptimo de enzimas Las enzimas no se venden con base en su cemración como ocurre con los agentes químicos. Enzimas provenientes de fuentes distintas pueden te· ner actividades diferentes. que no son obvias a partir de las especillcwciones del producto. Frecuentemen· , te vale la perw. particularmente para las dcxtranas~L'i, comparar la actividad de las enzimas de diferentes fuentes a través de pruebas de laboratorio para poder seleccionar la enzima más efectiva desde el punto de vista económico. La ami lasa no es efectiva en el jugo crudo de los lJ·cnes de molinos. Únicamente Juego de que se

367

Referencias Capítulo 11

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f?({CfL'IlcillS

fJtÍg. 367

Evaporat:i{m

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CoNDENSADORES Y EQUIPOS DE vAcío

Los condensadores y equipos de vacío se encomünrnente en los evaporadores y tachos Pnh:ticamente tudas estos

~-c";o.~,uípc!S utilizan condensadores de contacto directo, a!!ua de enfriamiento o 'inyección' entra en liirccto con d vapor a ser condensado. En sistema de vacío Je la estación de filtros también utiliza un cnmknsmlnr. pero que opera a un me'"' 'cc.,ncvac:íc (mayor prcsiún absoluta). Las principales ventajas de la condensación por

c,,';:~:,~::,:~,,~';líí,:rc::·:c~·:l:o; sun un bajo costo de construcción ~:y la capacidad de alcanzar una muy aprnximaci6n de temperaturas; esto es par;~C ¡i¡:uJ,1 nncnlc importante porque las temperaturas de

'']r\;~~:~:,~::í~e~Jel agua son relativamente bajas y la tem\

agua Je inyección es relativamente eleen las r.-:gioncs cálidas donde se cultiva caña. :.•• a,,,,,, factores tienen impacto sobre la demanda de inyccci(ín. Los flujos de agua utilizados son ..'i ·'···•·••"" clevaJos. 13.1: Equi\·alem:ias entre diferentes unidades de

i

75.9 6!J.l 60.1 56.2 5-LO 52.6 51.5

·+9.-1 ·lg.7

45.6 41.5

Vacío

Prcsilín absoluta

relativo

en 'kPa

a STP en "Hg

1() !.3

o

.JO.O

1~.1

30.0 20.0

2l.l

1(1.66

Presión Vacío relativo absoluta uSTP en mmHg en mbar 460 536

400 300

24.0

filO

200

25.0

635

15.0

25.5

6-l-S

1-1.0

25.H 26.0 26.-J. 26.5 27.0 27.6 2Y.92

655

167 150 140

13.27 12.0 1 i.5D lJ.S9 0.0 ()

660 671 673 6S6 701 760

!]]

120

llh l)l)

RO ()

En los sistemas de enfriamiento de agua generalmente se utilizan piscinas con boquillas atomiwdoras o torres refrigerantes para lograr el enfriamiento requerido y expeler calor a la atmósfera. La temperatura con la cual el agua retorna a los condensadores afecta la cantidad de agua que se debe bombear y la temperatura de los gases que salen hacia los equipos de vacío conectados al condensador. Generalmente los gases incondensables se remueven del condensador empleando bombas Je vacío o eyectorcs. A medida que el uso de vapor es más eficiente en una fábrica de azúcar, la cantidad de agua de inyección requerida disminuye. pues menos calor es desperdiciado. En casos donde el ahmTo de energía es importante, es posible intentar recuperar calor del agua caliente que sale de los condensadores, pero esto no se hace normalmente en las fábricas de caña de azúcar.

13.1

Fundamentos básicos

13.1.1 Presiones absolutas requeridas Es mejor referirse a la presión absoluta que al vacío. El vacío es la presi{m relativa a la presión atmos!Crica, que varía día a día en cada lugar y puede ser significativamente menor al incrementar la altitud. Sin embargo el uso del tennino vacío es aún muy común, mientras que la unidad del SI kiloPascal (kPa) no es comúnmente utilizada en algunos países productores de azúcar. La Tabla 13.1 se inc\uye como ayuda para aquellos no familiarizados t:on la unidad kPa. Generalmente no es recomendable utilizar la mínima presión absoluta que sea posible alcanzar. Para cada caso existe un punto óptimo y es de esperar que diferentes presiones absolutas sean empleadas

Rcfáencias pág. 3!J/

1'

370

en las diferentes aplicaciones. En términos generales, una presión absoluta muy baja causa problemas de arrastres y bajas temperaturas, com.luciendo a mayores viscosidaclcs que reducen la transferencia de calor. Además, presiones absolutas que sean muy elevadas conducen a temperaturas de ebullición muy altas, haciendo posible que se presenten reacciones de inversión o Maillard u otro tipo de Uegradm.:üín. Los rangos de prcsicmes absolutas halladas y valores óptimos recomendados se presentan en la Tabla 13.2.

Tubla 13.2: Presiones ahsolutas halladas en el

.

+1111\'.

caña de aztkar

~

Rango

en kPu Tachos de relinería Tudtus para masas A y 8 Tachos para masa C Úl!imo efecto de evaporadores Condensador de filtrns

1'

'

~ e,. -(1,, -1,} t .~

(13.\)

s, ¡wedc expresar como la razón entre ·,rid·t v el va¡mr condensado: l

reqL t:

11- ](í

10-1-J

hv -el'

11

lO-IN 20---10

' -

·f"

-~)

(13.2)

. -',,, ·(1" -1 '

15 Jü

r·ttun• de salida del agua nunca puede so¡empe' la temperatura del vapor t vs• pero debe lll)fo,írnorse tantu como sea posible. La diferencia temperaturas del vapor saturado y del agua _ 1 ¡se conoce como la aproximación n

sistema de vacio ,,,

~¡)ltJ:<Í!liUC!liO J'~

ttmpcratura del condensador.

Efecto de la temperatura del agua en el condensador La temperatura del agua en el condensador tiene Vapor, rhv, lvs

·;;rlos ,,r,.ctos importantes: Tiene un efccln significativo sobre la cantidad de

~

d

cstü determinada principalmente por la diferencia de temperatura entre el agua que emra y el agua que sale del condensador. La Figura 13.2 muestra como varía esta relación a medida que cambia la diferencia de temperaturas. Dentro del rango de presiones absolutas encontrado en la práctica, el numerador tiene un valor de 2390 que varía en 1 %, de manera que la ecuaci6n ( 13.2) puede ser expresada comn:

e.¡ ::::(!it 1 +litw)·cl'·t,

[ílJJl}!t:ll .t:

13-2()

Aire saturildo a

13.1.2 Cantidad de agua y de vapor El flujo de vapor que sale del último efecto de los evaporadores tiende a ser bastante estable y se puede estimar mediante cálculos, tal como se clesctibió en el Capitulo 12. Como una primera aproximm:ión, para estimar la cantidad de vapor a ser condensado, se puede utilizar una tasa de evaporación de 25 kg/h por m2 de úrea de transferencia de calor en el último efecto. Esta cifra podría ser ligeramente mayor para efectos cuiidruples y ligeramente inferior para quíntuples. Se puede asumir un valor máximo de diseño de 40 kg 1 (h · m1 ). El flujo de vapor que sale de los tachos discontinuos varía significativamente durante cada ciclo de cocimiento o 'templa'. Los grados (tasas) de evaporación presentadas en la Tabla 13.3 pueden ser utilizados para estimar la cantidad de vapor. Estos son representativos de tachos que se calientan con vapor 1 en la calandria. En caso de burbujear vapor (jigger) dentro del tacho para asistir la circulación de los cocimientos B y C la cantidad utilizada deberú ser adicionada donde sea requerido para obtener el flujo total de vapor a condensar. Para los cocimientos C, esta cantidad se puede estimar en 15 kg/h por mJ de volumen de masa cocida. La cantidad de agua de inyección 1ilw puede estimarse a partir de un balance de entalpia alrededor del condensador, mostrado esquemáticamente en la Figura 13.1. Igualando la entalpia que sale en el agua de la pierna barométrica a una temperatura t con la entalpia que entra en el vapor de entalpia e'~pecíhca /¡v a la temperatura de saturación del vapor t vs y en el agua de inyección, asumiendo adernüs que la cantidad de gas saturado que sale al equipo de vacío es relativamente despreciable. se obtiene la siguiente expresión:

371

13.\._, Efecto de la temperatura del agua en el condensador

13 Condensadores y equipos Ue vado

m:ua requerida para condensar el vapor. El nume-

/

r;dor de la ecuación ( 13.2) pennanece relativa-

1

y Colu. mna barométrica 1--::---®

mente constante para una presión absoluta dada, debido a que hv es mucho mayor que el' · t.,. Por lo tanto. la relación entre flujos de agua/vapor

lilw

570

-;¡;; = (r, - t

(13.3) 1

)

A medida que el valor de ri se incrementa, el denominador se reduce. particularmente cuando la temperatura se aproxima a r.,. observündose que la relación entre el agua requerida y el vapor condensado se incrementa rápidamente. La Figura 13.3 muestra, con base en una aproximación de 3 oe, como varía esta relación con respecto a la presión absolma y la temperamra de entrada del agua. En caso de desearse un vacío elevado, llega a ser más importante el contar con agua de inyección a menor temperatura. b) Determina en gran medida la temperatura del flujo de gas samrado que se descarga al equipo de vacío, afectando por tanto la capacidad volumétrica requerida en los equipos de vacío. El volumen de los gases es influenciado en dos for-

""'¡t, ~

Tanque de sello

LJ

Agua a sis1ema de enfriamiento

110 100

Figura 13.1: Diagruma esquemüticn de un CIHJÚCI'""'J"''

o

a contracorriente

Q

90 12 kPa

~

-!áo 80 ~

o o

~

Tabla 13.3: Grados típicos (tasas) de evapmachín dlka en tachos

Tipo de tacho

Tacho dbcontinun A Tacho discontinuo 8 Tacho Uiscontinun C Pie de t.:mpla Tacho semilla 8/C Tacho de refinería Tacho continuo A Tachn continuo B Tacho continuo C

Grado de evaporación - · en kg/(h ·m") rvliximo Promedio .JI1

60

20

~11

111 -111 -111 -JO

30 HO 90 lJO

20

JO

JO 6

15

111

8

4Ql

g .e;

70 50 50

Jol1

e

40

e

o

30

2oi

o -;¡¡

20

101

ol___···-----· o

5 10 15 -lO 20 25 30 35 Camb1o en la temperatura del agua en el condensador en oc

.,,,.,m·at3.2: Rclaci('in .:ntre el agua requcriJu y el vapor '"''de!iS
w

ü

oc

10 oL--------------~----~----~

20

25

30

35

40

Temperatura del agua de Inyección en

45

P(

Figura 13.3: Dependencia de la relación entre agua de inyección y vapor a condensar en función Ue la tcrnperamra del agua de inyección y la presirln absnlma (asumienUo aproximación 3 c.C)

Ue{ert'rrciln f'Úg.

JI)/

mas. Primero el volumen está inversamente re~ lacionado con la temperatura absoluta y segundo afecta la cantidad de vapor de agua que acompa~ ña a los gases incondensables. El segundo efecto es frecuentemente el más significativo.

13.1.4 Cantidad de gases incondensables Perk ( 1973) presentó cifras sobre la cantidad pro~ medio de aire que debe ser removido en tachos de fábricas de crudo encontrándose entre 13-14 m:i/h y para tachos de refinería como 9 m 3/h, por m 3 de volumen de la templa. Para la estación de evapora~ dores se indicaron 3.1 o 3.H m3/h por m2 de área de calentamiento en el último erecto para cuádruples y quíntuples efectos respectivamente. No parece existir ninguna base científica para establecer esta cantidad en los filtros al vacío. Varios fabricantes sugieren que el sistema de vado debe diseñarse para manejar entre 0.7 y 1.7 pies cúbiws/minuto por pie cuadrado de área filtrante, que corresponden a 12.8-31 m 3/h por cada m 2 de ürea de filtros. En la práctica industrial una capacidad de la bomba de vacío de 1H m 3/h por cada m 2 de ürea filtrante es aparentemente satisfactorio. El aire que tiene que ser removido del condensador se origina de tres fuentes. a saber fugas de vacío en el sistema de tachos o evaporadores, aire disuelto o arrastrado en el jugo, meladura o mieles que se alimentan y aire disuelto en el agua de inyección que es liberado al entrar en vacío. Debido al buen contacto que se logra entre agua y gases que son expulsados del condensador, puede asumirse que el gas se encuentra saturado con vapor de agua y esto también debe estimarse en función de la temperatura del flujo de gases. La canlidad de vapor de agua contenido en los gases puede calcularse utilizando la ley de presiones parciales de Dalton. Esta cantidad es fuertemente dependiente de la temperatura; si la corriente de gases que sale no logra ser enfriada adc~ cuadamente, una gran proporción de este !lujo será vapor de agua. Las bombas de vacío y eyectores utilizados para remover los incondensables son dispositivos volumétricos. por lo cual lo importante es en realidad el volumen del fiujo de gases y no su masa. La cantidad de aire proveniente de las tres fuentes mencionadils puede ser estimada como se describe a continuación:

El aire que se cuela por las funas de V'r··· . . o ''-lnse puede esttmar medwnte pruebas de v·u:ío , ' ·en 1as cuales se induce cierto vacío y luego se reu· -¡, eiS r,¡ el incremento de presión durante un det"r · '- 111(nado periodo de tiempo. Partiendo de lu hase de que la presión dentro del equipo es menor¡¡ 53 kPa. el flujo de aire que entra al cuerpo ser;í independieme de la presión absolutu. Puede calcularse que un incremento de presión absoluta de 1 kPa debido al ingreso de aire resulta en un incremento de la densidad del aire de 0.0115 kg/m 3• La prueba de vacío de un cuerpo deberá resultar en incrementos de presión que sean menores a aproximadamente 1O kPa en 30 minutos. Para propósitos de diseño. se puede asumir un incremento de 15 kPa en 30 minutos; el !lujo de entrada de aire se calcula entonces como: 0.0115 · 5 · (60/30) · V kg/h = 0.345. \f kg/h, donde V es el volumen del evaporador o tacho en m3 • 3. El contenido de aire disuelto enjugo es de 200a 250 mg/kg y en la meladura 100 mg/kg (Hugot 1986). Se asume que este aire es liberado en su !Otalidad. aunque esto no es necesariamente cierto. Sin embargo, esta es la menor de las tres fuentes de aire y el error de este supuesto es despreciable. Usando la información presentada. el flujo total de aire a ser removido se calcula como: = 0.035 · Úlw + 0.345 · \1 + O.l·1iiF

( 13.4)

donde m' A es el liujo de aire en kg/h, m' w es el flujo de agua de inyección en t/h, V el volumen Ud evaporador o tacho en m 3 y m' F el !lujo de alimentación (de jugo. meladura o miel) del sistema en t!h. Una vez que la cantidad de aire ha sido calculada. el volumen total a ser manejado por la bomba de vacío deberá ser estimado. tomando en consitleración el vapor de agua contenido en !a corriente de aire. Esto se calcula a partir de la presión purcial del vapor de agua a la temperatura de los incondensables. Asumiendo que los gases incondensables

\06.2·101.3·(273. 2 + 40) = !698 mJ/h 1.2928.5.62. 273.2

aire. la presión total {J compren. ,,·,,mes parciales del aire y del agua. es ]as p¡¡;. ·

l. El aire disuelto que se libera del a!!ua d, · ., ... e l!lYeccJOn se asume en 3.) mg/kg agua. con bas·e · · d - · , en est1macwnes presenta as por Perk ( 1973) tre 30 y 40 mg/kg del aire disuelto en el~ en. ' • ' ,JO(¡¡¡ 0 de ptscmas o torres de enl·namiento (/-/¡ 1986). lgo¡

1i1,\

373

13.l.4 Canlidad de gases incnndensables

13 Condensadores y equipos de vacío

372

(\3.5)

par ¡0 wnto: .

(13.6)

)f

~1 ,\ \í:::V+w

o:

r == \< ·( 1-+ /\.' ) = '\ · L

~W)

.

J1.\

(13.7)

'

' .

de ugua sera: 1ir,,·ilii.3·T

.

(13.8)

V~,==

'173° Psw · fl..\ ·- ··"' P es la densidad del aire a STP ( 1.29'28

donu~.:

sTr>

·

k!!lm'). . . · 1 ~ Este cálculo se ilustra en el sigUiente eJemp o. Un tacho de 85 mJ de masa A, co~ vol~men total dd tacho de 170 mJ y úrea de transferencw de calor -~ :;_10m2. se trabaja con una relación entre , agua ue . de inyección y vapor condensado de 40. La maxima tusa de evaporación es 55 kg/(h. m::). con lo cual el flujo evaporado es 55 . 510/1000 =- 2.H.OS ~/h> ~or \~ tanto. la cantidad de agua al condens.Idor sera .-_S.OJ . 40 = 1122 t!h. Para mantener es tu evaporac10n la 'Ilimcntución de meladura a 66 OS al tacho debe ~er uproximadamente 28.05/( 1 - 6fi/100) = 82.~ _ti h. Sustituyendo todos estos valores en la ecuacton (13.4) se ticm:: liJA= 0.035 ·1122 + 0.345 ·170-+ 0.\· 82.5

es decir: IÍIA

sea posible.

f-1,\

.~. si se conoce el Jiujo músico de aire m· AEntonc¡;s . . . . , 1 ,. , 1111 .¡~ a ser removido mcluyendo d \<~por 0

e) VO 1Ulllt: .

Usando la ecuación ( 13.7) se puede demostrar que el flujo de aire seco es 734 m-'/h y que el vapor .de agua representa 964 m3/h. En caso de que la comente de gases. se enfríe solamente hasta 45 y no 40 oc., el llujo volumétrico total se incrementaría hasta 2839 mJ/h. se aumentaría la cantidad del vapor de agua a a 2094 m3/h, valor que supera en más de dn.s veces la cifra encontrada a 40 oc. Esto enfatiza la Hnportancia de enfriar los gases incondensables tanto como

=J9.3+5H.7+8.3= 106.2 kg/h

Esto muestra que la cantidad de aire introducida con la alimentación de meladura es pequeña en comparación con los otros factores. Asumiendo que el flujo de gases incondensables sale del condensador a 40 a c. la presión de vapor del agua sería 7.38 kPa y la prcsilm parcial del aire serú entonces 13 - 7.38 =: 5.62 kPa. A partir de la ecuación ( 13.8) se puede calcular el volumen total \1\<11 del aire junto con el vupm Ue agua como:

13.1.5 Consumo total de agua de enfriamiento en la fábrica Para dimensionar el sistema de enfriamiento de una fübrica de azúcar es necesario estimar la cantidad total de agua ·de rechazo' que retorna de la fábrica y su temperatura. Esta proviene de cuatro fuentes: . 1) Condensador de evaporadores: ~~ últim~ electo de las estaciones de evaporacion mult¡-efecto opera con una temperatura de- saturación del vapor alrededor de 50 a 55 oc. El agua que retorna de estos condensadores se encuentra a unos pocos grados por debajo de este ':'alor. La cantidad de agua depende en gran medida de la cantidad de vapor que se va a condensar, la cual estú influenciada por la eficiem:ia ténnica de la .. d-e evapor,\. do r~s La caro-a ~.:.. e del conden.. estacJon

sador se reduce a medida que aumenta la ehc~en­ cia térmica del sistema de evaporación. Típicamente la cantidad de vapor a ser condensado es aprox.imadamente 13 t de vapor por cada lOO t

caña. Condensadores de tachos: Los tachos generalmente operan a menores presiones ahsolutas que el último efecto evaporador, con temperaturas de .~a saturación del vapor alrededor de 45 a 50 cantidad de vapor a condensar depende sigmhcativamente del sistema de cocimientos que se utilice y de los agotamientos alcanzados. COJ~10 una estimación rápida. para sistemas convencionales de 3 templas se pueden esperar alrededor de 15 t de vapor por 100 t caña. 3) Condensador de tiltros: Estos operan a un menor vacío. alrededor de 30 kPa. por lo cual la

2)

':C.

Uejámdas ¡uig. 341

' 374

temperatura ele saturaci(m del vapor cst<Í alrede-

dor de 70 ac_ La carga de agua correspondiente es considerablemente menor que la que proviene de tachos y evaporadores. 4) Misceláneos: El agua de enfriamiento es también utilizada para otras tareas secundarias tales como postcnfriadores y enfriadores intermedios de eyectorcs de vapor. Generalmente esta cantidad se puede dcsprct:iar en los cálculos preliminares.

Por lo tanto se puede esperar una carga total de uproximadamentc 30 t de vapor por \00 t de caña. Es claro que esta cantidad puede variar significativamente, desde 25 t para una fábrica térmicamente eficiente hasta 35 t para una fábrica donde una buena eficiencia térmica no es requerida o deseada. La temperatura de retorno del agua de rechazo depende de las cantidades relativas a condensar. pero generalmente se encuentra en un rungo de 45 a 50 ac. La cantidad de calor Qa ser rechazado en el sistema de enfriamiento está determinada por el flujo de agua y el cambio de su temperatura: ( 13.9)

donde t; y t 0 son las temperaturas del agua u la entrada y salida de la piscina o torre de enfriamiento. Esta ecuación asume que la cantidad de agua evaporada en el sistema de enfriamienlo es pequeña en comparación con el flujo total de agua que circula. Utilizando las cifras aproximadas que se han presentado. la carga de calor del sistema de enfriamiento se encuentra alrededor de 20 MW por IOOt¿h.

13.1.6 Recuperación de calor Generalmente en las fábricas de azúcar no es viable recuperar calor del agua que sale de los condensadores. Esto es más común en las fábricas de azúcar de remolacha. donde en la mayoría de casos se cuenta con aguas a mayor temperatura en la descarga de los condensadores. así como menor temperatura ambiente y por lo tanto menor temperatura del jugo crudo (1·an der Poel et al. 1998). En algunos casos se emplea un sistema de condensación de dos etapas para hacer que parte de la energía esté disponible a una mayor temperatura.

13.2

Condensadores

375

\3.2.2 Tipos de condensadores

13 Condensadores y equipos de vacío

1 B

1 Agua

A

[Ague

'

V

Gases mcondensables

Gases inconclensables

13.2.1 Disposición de cotod¡,ns:Idored requerimientos Normalmente cada uno de los· t·r·l ._ 't: lOS V de evaporac1011 cuenta con un conllcrrs· ._ . <~ dorLa preswn absoluta en t.:uda cuerpo es comroJ¡,,d,;, guiando el J~ujo de agua de inyeccin absoluta en cada cuerpo. Esto bién signi!lca que el condensador opera a una sión absoluta más baja que la presi(in mínima los tachos. requiriendo mayor cantidad dc inyección y retornándola al sistemu de .,,r,¡.,,.,, __ , a una temperatura algo inferior. Sin embargo, la principal desvent<\ia es el ¡ de que. incluso con un buen control. al arrancar detener uno de los tachos discontinuos se inevitablemente algún grado de perturbaciün el vacío de todos los dem<

Vcpm-~

Vepor - [

'

/

'):;(

! Columna f barométrica

' '):;::{ ! Columna 1

barométrica

Diagrama de condensadores a contracorriente típicos: A Condensador múltibandeja: B Condensador tipo lluvia

es decir una alta temperatura del agua que sale diseiio de los condensadores para tachos dis.cl.Ec1nti1nurJses difícil debido a que tienen que afrontar 'H &mr!1ins de rCgimcn significativos durante el ciclo ' ;~·~wJCí>nÍ<:rlt,,J Las tasas de evaporación que se pue) i!:nt1bt<:nc:ral iniciar cocimientos de semilla pueden alrededor de 80 kg/(h · m2 ), mientras que las de evaporación Anal varían desde aproxima-

>,'~;::r~',~~~:a~Xalk~·:~c;·;l;t.l,::le m:!) en tachos de masa A hasta ::~ -1- kg/(h. m2 ) en tachos de masa C. capacidad del condensador de satisfacer los dos fe<[tiCtÍiillÍC\l(liS(a) y (b) a todas \as tasas de evaporarequiere de especial atención.

Tipos de condensadores Los conden~adores se pueden clasificar en tr~s büsicos. contracorriente. cuncutTentcs y con. tipo jet. Los primeros dos nombres idenla dirección relativa de los l~ujos de vapor y '''"11" Los condensadores contracorriente tienen la de vapor al fondo del condensador mientras agua tluvc desde arriba descendiendo a lo lardel cuerpo ~n contra de la dirección del vapor Y "''' generalrne·nte más dicientes. Los condensadores

co-ctmentes tienen las entradas de vapor y de agua en la parte superior del condensador; estos requieren de mayor cantidad de agua y udemtís la remocitín de mayor cantidad de aire a mayor temperatura (Perk 1973). Actualmente son muy pocos los condensadores concurrentes que se pueden encontrar en las fábricas de azúcar. flugot ( 1986) expone en detalle las ventajas de los condensadores a contracorriente; los condensadores concurrentes no recibirün en adelante m
Ucfcn'IICÜIS ¡Jiíg. 391

376

13.2.3 Diseño de condensadores a t.:ontracon·icnte

13 Condensadores y equipos de vacío

lo ntalla potencia de bombeo requerida es signiflcalivamente mayor. La Figura 13.5 ilustra un condensador múltijet. La mayoría de condensadores barométricos son externos, encontrándose instalados afuera del cuerpo del tacho o evaporador, pero en algunos casos se utilizan condensudores internos que se ubican dentro del cuerpo sobre la parte superior. Los condensadores internos ofrecen las siguientes ventajas; El condensador es soportado sobre el mismo equipo y no se requiere tener una estructura separada para su soporte. El condensador no funciona como un recipiente a presión y por consiguiente su construcción puede ser mús económica. Se elimina la necesidad de líneas de conexión de vapor de diümetro grande, que est<Ín sujetas a corrosilJn e implosión. La desventaja es que puede ser necesario que el condensador se instale a una mayor elevación que los condensadores externos, incrementando la altura estática en las bombas de agua de inyección. Además puede llegar a necesitarse que el cuerpo del equipo sea más alto o amplio en la parte superior.

13.2.3 Diseño de condensadores a contracorriente En la literatura se encuentra un gran número de configuraciones internas de condensadores barométricos. Casi todas estas alternativas pueden lograr fácilmente condensar el vapor por contacto directo con el agua. Esto ocurre de forma ctkicntc sin requerirse mucho esfuerzo. Perk ( 1973) allrma que un condensador bien diseñado, operando a su carga nominal, akanza una aproximación de 3 "C (diferencia entre la temperatura de saturación del vapor y la temperatura del agua que sale del condensador) y una diferencia de sólo 5.5 oc emre los incondensablcs y el suministro de agua de enfriamiento. La mayoría de problemas se encuentran a bajas tusas de evaporación, cuando la cantidad de vapor a condensar es haja y el llujo de agua se reduce correspondientemente. En este caso aumenta la posibilidad de que ocurra un puenteo o 'by-pass' de parte del vapor que no entra en contacto con el agua. En consecuencia se obtiene una mayor temperatura en la corriente de incondensables que va al sistema de vado. De hecho, la mayuría de esruerws realizados para mejorar

2

-

7

4

. cundcnsadores de una sola bandeja. en 1os _ .. . que unu porción sJgmhcattva del ~tgua de dcscicndu sobre las paredes mtcrnas -· ., dor. Se puede esperar que un comlen·on(1~.:ns,t t.: • -, lll debiJamente sea capaz de lograr de dJSCJl•il · . ., con!labk una aproxJmacJOJ! de tempera~ura ~e ó menos. Este valor no llene tendencm a condensadores bien diseñados. • •• 1.• p ·csilÍll a través del nmdensador es Laclllu•1 1 .. 1 . lk¡ficicntetliCiillC pequeña y puede ser 1gnorada. Hu09~6) sugiere que esta representa alrededor d.e Hu(¡ 0.-1- kPa. Pur lo tanto, es seguro asum1r la pr~siün dentro dd condensador es constante.

.\Uura de la sección de condensación. Varios <. "'''".',., han recomendado diferentes valores de alara los condensadores barométricos. Hugot ..• ¡· .. d 1 <.•
interno del condensador y m<Ís específlca·"""''''dd tiempu que el agua permanece dentro del ;Cfll\llem;adnr v del úrea de la superllcie que el agua ;:•. ¡¡frecepm·a1 la.transferencia de calor. El cita así cifras Je 4.5 m para un condensador sin halles y para un condensador con cuatro batles. En la 111 Australiana se han utilizado alturas entre la ••••.. 1\1<"""'" de vapor y la distribución de agua de l.¡j a m, recomendündose 2.5 m (flutchinsoll y Wrig!Jt ;. • '""' Sin embargo. se han utilizado condensadocon una altura de 1.6 m con buenos resultados. ( 1071 ¡ n:pnrt(J que la mayoría de la condenparece ocurrir en los primeros 600 mm por de la entrada de vapor. lo que implica que el requerido para que ocurra la condensación b'-lstante corto. Nn parece existir ninguna razón para que la distancia entre la parte superior la entrada di.! vapor y la bandeja de agua exceda L6m. Srraux.1· tl9(i6l sugirió que la altura debería ser una función del diümetro, seleccionando ambas di·..•.·.· mens.. i <Jlle> para brindar un volumen de 0.75 m 1/t vapor conúensaJo pnr hora. E planteó que la altura dcheríu variar desde 3.5 veces el diümetro para una lasa de evaporación de 2.3 t/h hasta el doble del di<Ímetro para 22.7 t/h o m<Ís. l ...•

Figura 13.5: Condensador múllijet 1 Boquillas rociadoras ó espray; 2 Cono ddleclor; 3 de acceso; -1 Inyectores centrales: 5 Entrada de 7 Entrada de ugua fría: 8 Caja de inyecci!ín: 9 barométrica

la configuración interna de los condensudores métricos está orientada a mejorar el <:ontactn de gases incondensables con el agua de r r Existen esencialmente dos tipos büsicos condensador a contracorriente, los cuales son trados en la Figura IJ.4; el primero es el cc>nden;ca· dar múltihandejas, que incorpora mlrltiplcs jas a manera de "discos y donas". entre las el agua desciende formando cascadas. El es el condensador tipo lluvia, que utiliza una ca placa perforada. Snond { 199R) dió a cnnocer experiencias obtenidas con distintos cc,nu!cnsa
Diúmetro del

condensador.

Hmchinson

Y

Wriglu ( 19H2 l seilalaron que la relación entre el Vl~­

lumen de contacto y el fiujo de agua de inyección notablemente uniforme. cnn valores entre 0.006 YO.Oi (m-1 · hJ/t de agua de inyección. A 12 kPa con

377

agua a 30 "C, la cantidad de agua es 35 veces la cantidad de vapor. Por lo tanto estas cifrus llegan a ser 0.21 a 0.35 (mJ · hJ/t de vapor. A 12 kPa. el volumen específlco del vapor es 12.4 mJ/kg y estos límites llevan a velocidades del vapor de 33 a 20 m/s en un condensador de 2 rn de altura. Los primeros diseños de condensadores barométricos en Surúfrica se basaron en velocidades del vapor de 27 m/s a elevadas tasas de evaporación (> 20 t/h) y menores velocidades por debajo de esta evaporación. Las experiencias con estos condensadores demostraron que era posible condensar tasas de evaporación mucho más elevadas. El límite para los estudios fué determinado generalmente ajustando los tlujos de entrada y salida de agua del condensador, en lu!!ar de la tarea de condensación en si misma. Posteri~nncnte en SurMrica se ha asumido con resultados satisfactorios una velocidad del vapor de 40 m/s para toda el úrea de la sección de corte transversal del condensador. Estudios realizados en Australia (Stell'art 1971) sugirieron que el condensador no requiere ser nuís largo que el di
f?cji.TCI!CÍll.\' ¡riÍg.

J(jf

378

13.2.3 Diseño de condensadores a conlracorricntc

13 Condensadores y equipos de vacío

una parte de la placa perforada sea utilizada

el nujo Je agua se reduce. El agua usada _en los cond~nsadorcs frccucn~c-

. sól!dos suspendu.los u otros matenap r [tl wnto el sistema de agua en el condensatí:ne que ser capaz de ~lp~r~r sin ser afectado \''~"'' "'""-' materiales. Esto stgmflca que en general evitar pequeños agujeros o tolerancias es-

Gases

Gases

=

........ Jp;;;

Entrada de vapor. Lns condensadores internos alilllL'nwdos con vapor a lo largo de todo su perí'}rt1f:tro ci<:cur r,,.,,n,·i•d mientras que los condensado-

Agua 4-

L. •••••• J

A

8

e

D

Figura 13.6: Alternativas geométricas para el ingreso y la óisrribucitín óe agua t.'n conóensaóores a contracorriente base en óiseñns reportados por A Moult y Smin- ( 1979): B Src\\'art ( 1971) en la fübrka Planc Cree k y Hwchinso 11 y ' ( 19R4): CEntrada de agua tangencial: D MoLlelo de conLlcnsaclor probado por Sre11·urt ( 1971)

circunferencial, diseñado para permitir que una porción del agua descienda cerca de lus paredes internas del condensador. Es necesario lograr que los gases incondensables se enfríen por contuclo íntimo con el agua antes de que salgan del condensador. Sin embargo. se deben tomar precauciones para evitar arrastres de agua en la tubería de salida de los im:ondensables, El modelo de condensador de SU!\l'art presentado en la Figura !3.fi O incorporó un sistema para asegurar que los gases incondensables fueran enfriados apropiadamente. Los diseños posteriores 13.6 A (Moult y Smits 1979) y 13.6 B (liutcltinson y Wriglu !982) proporcionan largos tubos de desiiJgue (venteo) para que los gases puedan traspasar la alimentación del agua. Mouft y Smits ( 1979) dieron a conocer temperaturas de los gases incnndensables que se encontraban müs próximas a la temperatura de salida del agua que a la temperatura de entrada, en este caso aproximadamente 20 "C por encima del agua de inyecci6n. El hecho Jeque las temperaturas de los incondensables excedan los valores adecuados ha sido resaltado también como un problema de los condensadores de una sola bandeja en Australia (Hutchinson y Wright 1982). Esta situaci6n puede solucionarse utilizando un

Jc vapor alrededor del condensador, al id vapor a través de ranuras espaciadas a perímetro del condensador. No obstante,

distribuidor de agua sobre la bandeja de lluvia ( se muestra en la Figura 13.6 O, el cual asegura los gases pasen a través de una cortina tle agua de su salida, o utilizando un rebosatlero central una placa Je salpique por dcln~jo conw se en C. que de manera similar obliga a los gases pasar por una cortina de agua y ser enfriados. ensayos realizados han demostrado que con un diseño es posible obtener temperaturas de los incondensables solamente 1 tí 2 "C por encima de !á temperatura del agua de inyección. im::rcmentándos-e hasta aproximar.Jamente 5 oc a bajas tasas de poración que representan alrededor dd 20 r;¡, de !a müxima evaporación. Para obtener una buena distribución Jel l pesar de la gran reducción de evaporación al biar de régimen. por ejemplo allinal de cada ciclo de_ cocimiento, el distribuidor de a!!ua tiene que proYcer una lluvia uniforme. Esto gene;alrnente implica que a elevadas tasas de evaporación se rebose unu gr.m proporción del agua como cortina sobre las part.'d~s internas del condensador o sobre la placa de salp!~ que central. Buscando resolver el problema con el bajo flujo de agua al final del ciclo de los Hutchinson y Wriglu ( 198:2) propusieron dividir la bandeja de lluvia en varios segmentos. de manera

que han sido realizadas no han Liemosque el uso de un sólo tubo de entrada lateral de represen le una seria desventaja. por Jo cual se :_'.recomi,:nch' en vista de su simplicidad y costo. f/utchinson y Wright ( 198:2) recomendaron una ,>, •.• ~o,.;,¡.,. en tuberías de vapor de 46 m/s. Hugot .i '/,oo,,. sug:iri(i una velocidad en tuberías de vapor de m/s a S kPa absolutos, pero que se reduce invercnn !u presión absoluta hasta 50 m/s a 14.7 sin embargo allrmú que velocidades múximas del Joblc de estos límites pueden ser usadas mayor Ucsventaja''. Dudo que la caída de presión en la tubería de es proporcional a la cabeza de velocidad > 10 ·Ir!!! L, la vellH.:idad del vapor debería ser inversapropon:lnnal a la raíz cuadrada de la densidad vapor. En la pn:ictica parece razonable usar una •!!' Velocidad Jc 50 m/s a 15 kPa con tasas de evaporapromedio y aplicando este criterio, incremen-

''''·'"'"""'"'"' 60 m/s a 1O kPa y reducirla hasta 44 m/s kPa, Las müximas velocidades son mnsidera,,, ¡,¡,.,.,,.,,,,. mayures. probablemente Juplicando estas en los tuchos discontinuos cuando operan a la •····· · m;;,;,,.

tasa de evaporación. lo cual puede ser aün

La Tabla 12.7 de la Sección 1:2.6.4 indica que kPa. !a caída de presión esperada en la línea el cuerpn con una velocidad de 99 mis es so0.5 kPa. Si el condensador barométrico extemo se enubicado a un mayor nivel que el tacho, en

379

ocasiones se instala un baile en la tubería de vapor o un de !lector sobre su entratla para prevenir el ingreso de agua al cuerpo a través de la tubería de vapor.

Diámetro de la columna barométrica. Algunos autores, tales como Hwchinson y Wright ( 198'2), recomiendan velocitlades de salida del agua bastante elevadas de 2.1 a :2.7 m/s. También se requieren aletas antiremolinos o rompedores de vórtices. Hugot ( l 986) afirma que velocidades alrededor de 1 rn/s han sido usadas, evitündose valores mayores a 1.5 m/s. Sin embargo. reconoció que mayores velocidades tales corno las citadas previamente han sido utilizadas con éxito. Las mayores velocidades tienen la reputación de ofrecer una ventaja al arrastrar cantidades de aire significativas. Esto puede ser beneficioso cuando la columna barométrica es vertical y se brinda facilidad para la liberación apropiada del aire (posiblemente en la caja de sello). De otro modo esto puede constituir una seria desventaja. pues el arrastre de aire puede causar problemas de estancamiento de vapor o subir a través de otms columnas barométricas localizadas aguas aln~jo en sistemas cerrados de agua, obstruyendo por tanto el flujo. Frecuentemente el arrastre de aire causa súbitos reflujos en el condensador. una perturbación que es indeseable. Se ha dado a conocer que el arrastre de aire puede ser significativo incluso con una velocidad de descarga de 1.1 m/s. conduciendo a problemas que se extienden sobre todo el circuito ceiTado de agua de inyección. Ziegler ( 1976) describe elocuentemente como retlujos transitorios e inestabilidad del vacío han sido causados por diseños inadecuados de la salida de agua del condensador. La solución propuesta por él. consistió en un incremento del ángulo del cono al fondo del condensador por encima de 45" y prderiblemente hasta 70". El procedimiento más seguro es adoptar las recomendaciones de Hi!fs ( 1983) para llujo autoventilante sin arrastre de la fase de vapor. Con esta aproximación el diámetro de la columna barométrica es mayor, pero se evitan problemas con la remo~ ción del agua y súbitos rellujos. De acuerdo con este criterio el número de Froude moLlificado debe ser menor a 0.3 (ver ecuación (9.28) en Sección 9.6.3). en cuyo caso el düímetru est:í dado por:

(13.10)

RL')Í.'fl.'llcill.l J!/Íg .•NI

380

13.1.4 Materiales de construcción

13 Condensadores y equipos Lle vacío

o de otra manera müs sencilla, usando la fonml de la ecuacüín (9.29), con el, y con el flujo de agua \!w expresados en m y m3/s respectivamente:

Materiales de construcción

En caso de que se presente una , ..... ,;""'" cativa de arrastres de agua en la línea de · hles. se puede interponer un separador de a!!.ua el condensador y la bomba de vacío. ~

. condensadores de contacto directo son parsuso:ptibles a problemas de corrosión, euc e1 pH dd agua puede caer considerablel·tl!!Unas veces luego de que ocurran atTastres ' ~ l'n el circuito de agua de enfriamiento. ior¡¡¡hnentt:. algunos Ue los vapores generados -vaoolcauones y tachos son corrosivos debido a la i Je ücidos volútiles y la mezcla de vapor suturado establece condiciones bajo las cuaaccro de bajo carbono puede sufrir corrosión

( 13.11) Esto generalmente conduce a velm:idadcs de descarga en la columna barométrica por debujo de 1 m/s. obteniéndose menores velocidades para los condensadores más pequeños. La turbina de amplio diámetro dche conservarse hasta pur debajo del nivel normal del agua en la columna, abajo de lo cual la dimensión del tubo se puede basar en una mayor velocidad entre 1 y 1.5 m/s. Si la columna tle descarga barométrica no es verlical. es esencial que esta relación ( 13.11) sea aplicada para dimensionar el tubo. Para estos casos Hills (1983) recomienda una pendiente mínima de 1:40. Si esta aproximación es aplicuda a condensadores externos con piernas barométricas venicales se elimina la necesidad Ue usar aletas antiremolinos y conos de mayor ángulo como fue recomendado por Zeig/er ( 1976).

Tubería de entrada del agua de inyección. La tubería de agua generalmente se dimensiona aplicando criterios convencionales de caída de presión, con base en velocidades del liquido en un rango de 2 a 3 m/s. Hwchill.l'f!ll y Wright ( 198.1) sugieren valores entre 3.5 y 6 m/s, que pueden estar en el rango más elevado. Velocidades de entrada mayores a 3 m/s pueden ser usadas en condensadores gmndes. Tubería de gases incondensahlcs. En los condensadores bien diseñados la temperatura de la corriente de incondensablcs generalmente se encuentra muy cerca de la temperatura de entrada del agua de inyección. El dimensionamiento Ue la tubería para la salida de incondensables se basa en una velocidad supuesta de los gases. Hugot sugirió una velocidad de 12 m/s. micntms que Ste\mrt (1971¡ recomendó que la salida de incondensables tenga un úrea que rcpresenLe 16 q) del área de la sección transversal del conUensador. La prüctica normal de ingeniería sugiere que bajo condiciones de vacío se adopte una velocidad de 13 a 18 m/s cuando los gases son húmedos. tal como ocurre en este caso. Se recomienda utilizar una velocidad de 18m/sen la línea de remoción de incondensables bajo condiciones de máximo !iujo.

Resumen de diseño. Los elementos para el buen diseño de un condensador a contracorriente se pueUen resumir así: l. Los gases incondensables deben ser desde el punto más alto del c·on•ue 1"""'"" •• tener un contacto apropiado con el agua das las condiciones de operación. 2. Se debe lograr una distribuci6n lHtifnnne agua a través del condensador bajo todas condiciones de operación. 3. Una cuarta parte del llujo total de agua de ciün debe ser aplicada sobre las paredes del condensador. El resto debe formar una¡ uniforme sobre el cuerpo del condensador. 4. Se debe proveer una distancia de 1.6 m entre parte superior de la línea de vapor y el . de distribución del agua. 5. El düimetro del t:onUensadnr debe ser: nado para obtener una velocidaU supedkial vapor de 40 m/s a la müxima tnsa de ción. 6. La entrada de vapor debe ser dimemionada una velocidad de 50 m/s a condiciones pn1nnedid Ue !-lujo. Esta se puede incrementar hasta 60 para un condensador que opere a 1O kPa y cir hasta 44 m/s a 20 kPa. 7. El diámetro de la columna barométrica ser dimensionado de acuerdo con la ( 13.\1) para J-lujo autoventilantc. Pnr debajo nivel normal del agua en la columna ba,rnrnétries se recomienda una mayor veioddad del agua 1.2 m/s. Es preferible que las columnas tricas sean verticales, con secciones horit.onta1es:: inclinadas y que estén preferiblemente no1rdr:bu·' . jo del nivel nom1al del agua. ~. La tubería de alimentación del agua debe sionarse con base en una velocidad pr<Jtncdio e~ •• 2.5 m/s y la línea de rcmociün de iinc,¡muC\lSU· bies de he Uimensionarse con base en una dad máxima de 1S m/s. Al satisfacer estas condiciones puede esperarse aproximación por debajo de 3 'T y que la turn de salida de los incondensables no más de 5 "C a la temperatura de entrada del inyección.

Las bandejas y dem:is elementos internos se fapreferiblemente de acero inoxidable, aunque ¡etua1utentc el JCR 12 es el material más econ6para esta aplico¡ción. La juma entre
¡)~:::~:::::~::; La mejor opeión es fabricar todo el

usando únicamente acero inoxidable pues se obtiene una vida útil libre de 10\Uautcnirnicnt'"· se reduce la incidencia de fugas y IOta! pul~de ser sólo un poco mayor, dado al reducir Jos requerimientos de resistencia a ~corr·ustün se pueUen utilizar placas de menor es-

381

especialmente cuando ha sido dimensionada para h<\ias velocidades de descarga. A mayores altitudes la longitud de la columna puede ser reducida 1,1 111 por cada 1000 m de incremento en altitud. Es preferible que la columna barométrica se mantenga complctumente vertical; en caso de que sea necesario utilizar desviaciones o codos es preferible que se localicen por debajo del nivel normal del agua para minimizar la posibilidad de que oc:umt estancamiento de vapor o aire. Debe evitarse usar tramos horizontales. El tanque o 'caja' de sello barométrico sobre el eual descarga la columna del conUensador debe tener suficiente capacidad para que cuando se "levanta' el vacío el nivel del agua no caiga por debajo de un punto que esté 500 mm por encima del extremo inferior del tubo. El espacio entre el fondo del tanque sello y el extremo del tubo debe ser preferiblemente mayor que el di:imctro de la columna burométrica.

13.2.6 Control de presión absoluta

:\:

recubrimientos de protección pueden ser pero la preparación de la superficie es prep
<""""'·

;<~~~~;~:~,,~~~~';',~

del recubrimiento que podrían en acelerar la corrosión y la falla del conden-

-~;

Sello barométrico La. altura de la columna barométrica. también :f.lú!locid¡¡ como pierna barométrica o de Toricc!li, é.• ~P"nt"ldc sello, debe ser suficientemente elevada para ma11tener el sello barométrico a condiúe vucío absoluto y brindar un margen de \\le1'11rir1ad igual a un metro n müs que permita con~ <.:!tdr't:trim•>~••h(1idades de operación y el arrastre de decir 10.3 + 1 = 11.3 m a nivel del mar. Con 1 ll[lfO.Ünrt:u:ié,n.la pérdida Ue cabeza por rficción la columna barométrica puede ser despreciada,

s''

Para este control se requiere un transmisor de presión absoluta y no un transmisor ordinario de presión manométrica, que es afectada por los cambios en la presión atmosférica. El sistema de control ideal mantiene una presión absoluta constante a pesar de las variaciones de la tasa de evaporación. El control normalmente se efectúa regulando el flujo de agua de inyección al condensador. Este sistema trabaja bien y es confiable. con dos condiciones: La v:ilvula de control debe estar dimensionada corrcctmncnte; El sistema de vacío para remoción de gases incondensables debe estar bien calibrado y en buenas condiciones. Las válvulas nuís efectivas para esta aplicación son genemlmente las válvulas de mariposa con discos de acero inoxidable y con cuerpos revestidos de pl<Íslit:o. Estas se deben diseñar para estrangular el liujo Ucbido a la baja presión ubsoluta que se tiene luego de la válvuh1. Generalmente ocurre cierto grado de cavilación. Esto no causa daños serios cuando la válvula se instala cerca del condensador, debido a la haja presión estática en este punto. La cavilación también puede eliminarse instalando la válvula a una elevación mucho menor, de manera que la presión estítica prevenga la vapnrizacicín.

Refi.Tcllcia.\· pdg ..)1J]

13.4 Piscinas y torres de enfriamiento 382

3H3

13 Condensadores y equipos de vacío

Sin en:bargn. ~uando la válvula se instala en un punto mtermediO donde ocurre cavilación. el daño caus.a_Jo puede ser mucho más serio. pues la mayor prcston J_el agua conduce a severos daños cua~do las burbujas de vapor colapsan. .. ~n problema relacionado con la segunda condJcJ_on ~curre con frecuencia cuando la bomba de vaciO p!Crdc cllcicncia debido al desgaste. Dado que la _bomba no es capaz de remover el volumen requendo, los gases incondensables se acumularan en el condensador. El sistema de control responde al aumento de la presión absoluta incrementando la apertura de la válvula de control d'l , d e ·m• • t: ,
'tlt!S lk operación. la cabeza requerida ·al vac1o , que exJste . en el condensa, f"O la bnmba también debe ser capaz e!11b,\: .• al condensador durante los arranques. 1 . , .-.encuentra a presión atmosférica. La es!~,; St: · l. , , -~e la descarga es por Jo tanto 11 m caJc 1·'1 u . ]tura del condensador. por eJemplo de 2 m . u ckrws perdidas de cabeza por fricción en un wtal d~ 15 m. En caso de que los se encuentren situados a una eleva-

13.2.7 Búsqueda de entt"ld ' as de Las de aire 0 ft Jgaslcv· ,, . 1 . entradas . 1 ,rnas mev1tablcs. especi·tlm, 'cm son • < ente a rncdi 1 la em•ejece. Las úreas sold' d· _ la que . • d
13.3

Bombas de agua

Las bombas que suministran el auua a los se conocen generalmente ~orno ( de myección de agua. Estas son un compom;n importante en toda fübrica de azúcar debiJo ¡¡ grand~s cantidades de agua que se requiere bear, ITecuenlemente a una cabeza si!!nili~:ativa, lo cual el consumo de energía corres~ondientc de ser también considerable. La cantidad Llc 1 inyección requerida se puede calcular una la condensación requerida haya sido "''"'''min:trlrt; como se describió en la Sección 13. ¡ .2. La altura del punto de entrada del a!.!ua a condensadores juega un importante papel-sobre requerimientos de cabeza de las bombas. Bajo

den~adores

13.4

11 ornt.

permita el ~e torno de agua p(:r _gravedad a . de cnfrianuento. la cabeza mmnna de desestar alrededor de 25 m. requerida para las bombas de inyec-

kW cstú dada por: ( 13,12) la eficiencia 11 de estas bombas es elevada. aln:dedor de 0.8. Con base en las aproximadas presentadas en la Sección 13.1.5, que muda 100 tc/h y que requiera alrevcces el vapor a ser condensado, necesitlujo de agua de inyección de 1200 t/h. Con en una cabeza de operación de 20 m. la potenrequerida para las bombas de agua de inyección fübri~:a de 100 tc/h serl1 entonces alrededor kW. En las fübricas de azúcar grandes la carde las bombas de agua de inyección es bastante 1

Usualmente se requiere otro conjunto de bombas rechazo' para enviar el agua que retorna de los i~ad,iltSi.!dt>rCS a la piscina o torres de enfriamienno ser que la estación de tachos se encuentre ~)2)ri;mlatla a una altura sullcientemente elevada como que se pueda usar un sistema de retorno por

fJ~',:::~~::~;,La ~:abeza de estas bombas de

rechazo es la de las bombas de inyección. Debido a los grandes f-lujos que se manejan y las i;i{Jel"'""' presiDnes en la descarga, los arranques Y ;¡~:rrarda' tle estas bnmbas se deben realizar de manera Ycuidadosa. Los arranques se deben ejecutar '""':'6ar!do unu V<ílvula de descar!!a cemu.la. mientras las paradas no deben ser el'ectuadas de manera abrupta. o puede ocurrir un serio golpe de ariede nu-retorno de acción lenta ayudan a !; .Í'reV
:;.:·

Piscinas y torres de enfriamiento

13.4.1 Diseño y especificación de sistemas de enl"riamiento El cúlculo del tlujo total de agua a ser enfriado y del calor a rechazar se discutió en la Sección 13.1.5. El agua se enfría por contacto con aire ambiente a menor temperatura. sea en piscinas o torres de enfriamiento convencionales. La mayoría del enfriamiento se produce por evaporación y solo una pequeña parte es debida a transferencia directa de calor (transferencia de calor sensible). Por lo tanto una porción signillcativa del vapor condensado es evaporada en el sistema de enfriamiento. típicamente de SO a 85 % en torres de enfriamiento. con sólo 15 a 20 % del enfriamiento total debido a transferencia directa de calor. Dado que la cantidad total de agua que circula a través del sistema de enfriamiento es aproximadamente 30 a 40 veces la cantidad de agua condensada, la proporción de agua circulada que se evapora es alrededor de 2 a 2.5 %. Debido a que el enfriamiento depende directamente de la diferencia entre la temperatura del agua y la temperatura de bulbo húmedo. estas dos temperaturas son factores críticos que afectan el tamaño requerido del sistema de enfriamiento. La temperatura de bulbo húmedo es una función de las condiciones locales y varía signi!kativamente durante el transcurso del año. Para propósitos de diseño es común utilizar aquella temperatura de bulbo húmedo 1 que sea excedida solamente durante 5 ;-D del tiempo de zafra. Esto brinda un balmKe adecuado, teniéndose temperaturas aceptables de retorno sin que el sistema de enfriamiento sea excesivamente grande. La ecuación ( 13.9) muestra que el calor a rechazar es proporcional al producto del tlujo de agua y el rango de enfriamiento. Un sistema con menor cantidad de agua que retorna a mayor temperatura puede tener la misma carga de calor a remover que un sistema con mayor cantidad de agua retornando a menor temperatura. Sin embargo. el sistema de enfriamiento requerido para el agua que retorna mús caliente es de menor tamaño debido a que la diferencia de temperaturas del agua y de bulbo húmedo es mayor. Pur lo tanto, es importante asegurar que Jos condensadores ope-

Rcfl•n.'J!Cill.l"[uig. 39!

13.4.2 Torres de enfriamiento

385

13 ComlcnsaUorcs y equipos t.le vacío

384

ren con una baja aproximación. retornando la menor cantidad de agua posible a la mayor temperatura posible. La selección de una temperatura adecuada del retomo luego Uel enfliamiento es importante. En caso de especillcar una temperatura del agua enfriada que sea muy baja se hace necesario un sistema de enfriamiento exageradamente grande, mientras que

una temperatura del retorno muy alta diliculta lograr bajas presiones absolutas. ademüs de requerir bombas de inyecdón y bombas tle vacío mús grandes. En algunas ocasiones la eíicienda de enfriamiento se usa como guía para seleccionar la temperatura del retorno de agua. la cual se ddine como la caída de temperatura en la torre de enfriamiento expresada como fracción de la máxima caída posible teóricamente, que se alcanza cuando la temperatura de salida del agua es igual a la temperatura tle bulbo

1- - t

1\3.131

ri -lwu

Hugot ( 1986) sugirió que los valores de 11 deberían permanecer entre 0.5 y O. 7, siendo en promedio O.fi. En la pníctica industrial no es raro que la temperatura de retorno se encuentre alrededor de 5 "C por encima de la temperatura de bulbo húmedo, conduciendo a valores de 11 por encima de 0.7. La elección entre torres de enfriamiento y piscinas cun boquillas atomizadoras depende de circunstancias particulares. Los aspectos a ser considerados comprenden: \. Las piscinas de enfriamiento tienen menur costo de construcciún. consistiendo solamente de un arreglo de tuberías y boquillas rociadoras (espray) que atomizan el agua en el aire. 2. Las torres de enfriamiento son más compactas. requiriéndose menos espacio. Las piscinas de enfriamiento generalmente requieren un {n·ea grande para poder lograr el enfriamiento reque3.

.:1-.

Cubierta distribuidora de agua Cirnara difusora

13.4.2 Torres de enfriamiento Salida de aire

húmedo fww Por lo tanto:

q:::::-'--"-

a es el área interfacial por unidad de volumen y

Solida de aire

efectuar controles para evitar corro-·. Slon y mientos mil:robiolúg_icos. 5. Si pnrrazones de economía energética. re lograr una baja aproximación a la ra de bulbo húmedo, las torres de r pueden ser más eficientes desde el punto de de costos. 6. Las pérdidas por dispersión en el aire son res con los sistemas de piscinas de 1 r y pueden causar molestias cuando se corrientes de viento. 7. Cuando se usan piscinas de enfriamiento una mayor probabilidad de que el a!.!ua Laminada con partículas arrastradas ~nr e1 (¡y algunas veces fauna loca\!).

rido. Los costos de operación de las piscinas de enfriamiento son menores. debido a que no se tiene que efectuar mantenimiento de ventiladores y a que el gran volumen de agua retenido en el sistema generalmente no requiere de la aplicación de insumos químicos. Los costos de tratamiento químico son mayores con torres de enfriamiento. siendo necesario

Los proveedores de torres de enfriamiento cen una amplia variedad de disefios Generalmente estas cuentan con sistemas de mecánico, aunque también en algunas oc:ISi'""''""'·' han empleado torres de circulación natural en fübricas de azúcar. En general las tnrres Je miento se clasifican como a contracorriente o flujo cruzado. describiendo la direcciün n:lativa aire con respecto a la dirección del agua. Se que las torres a contracorriente son ·¡,Jlldns•:•e:'""' más eficientes, pern las torres de flujo cmwdo den operar con menores requerimientos Je o mayores velocidades de vapor. Se dl.'ben separadores de arrastres adelante de lus vcnltilr:dti:•, res para limitar la pérdida de agua. Diagramas dos dilCrentes tipos de torres son prL'sL'ntadns en Figura 13.7. Normalmente las torres de enfriamiento son mensionadas pur los proveedores. Para legales se necesita especificar la temperatura de bo húmedo y \os [lujos y temperaturas del agua. las torres de enfriamiento se pueden usar úns de relleno: tipo barra salpicadora y tipo pelfcu\a. esencial especificar un paquete de relleno con pacios abiertos entre salpicaderas: los n:!knos torres de enfriamiento que tienen estrechas cias cnmo paquetes mmlulares o paquetes de película invariablemente se taponan con de la acción microbiológica. Es imposibk "' '"""' ntiwt. que no se presenten an-astres de azúcar al 1 • incluso con un tratamiento concienzudo de las

1 Ventilador

)"-=-=:o\ ~--~ Cim1ara difusora'----~

Separadores de arrastres

(((((

=ltelleno=

"Aire

13.7:

·lim~s

de enfriamiento con liro inducido de

nu;adn: H Conlrucorriente

enfriamiento nunca se elimina completamente micrnbiol6gica. En forma similar, los '.<'."Jln.radlon" de arrastres deben contar con espacios '.§:nernS<:s entre los elementos separadores pnr la razón. El desempci1o de una torre de enfriamiento ne),ntm\mente se establece evaluando el potencial c~ue ,;?mmue>~e el enfriamiento, representado por la di fede entalpías entre la corriente de aire y aire corno fue propuesto por Merkel (Coulsoll Y;HídJ<m/.nm 1999 ). Un número característico dd n evaporación (kg · u · h/m" L)- donde

/¡

la altura del paquete -se detem1ina para la torre a partir de diferencias de entalpia y temperaturas, que en general dependen de la razón entre flujos músicos de líquido y gas, proporcional a (li¡Lf¡¡¡G)''. donde el exponente 11 depende dellipo de paquete y que para aplicaciones nommles varía entre 0.5 y :2.5. Esto frecuentemente constituye la hase para pruebas de aceptación de torres de enfriamiento, debido a que toma en consideración el hecho de que las condiciones durante la prueba son generalmente diferentes a las especificaciones originales para condiciones más exigentes. Los factores que se deben tener en consideración al efectuar pruebas de desempeño son discutidos por MOI:ftll/1 ( 1977). Durante la operación de rutina es importante asegurar que exista una distribución de agua uniforme sobre el paquete de relleno. Una distribución no uniforme del agua puede fácilmente elevar la temperatura a la salida de las torres de enfriamiento por encima de lO oc_ En los sistemas que utilizan celdas múltiples se debe procurar el mismo flujo para cada una de las celdas. Así mismo dentro de las celdas la distribución debe ser uniforme y cubrir completamente toda el área. Cualquier úrea donde no se presente flujo es obviamente un úrea perdida, pero adicionalmente esta área sin agua tiene menor cabeza estática y pemütirá que el aire tome el camino de menor resistencia, robando aire de las áreas adyacentes. Es también necesario verilkar el desempeño de los ventiladores. Si un ventilador en particular consume menos potencia, esto indica que el flujo de aire con-espondiente es menor, conduciendo a reducir el desempeño. Problemas con el ángulo de las aletas del ventilador y la tolerancia entre la punta de aletas y carcasa son con frecuencia causa de reducción del tiujo de aire. El muestreo y tratamiento rutinario del agua son también importantes. Usualmente se con ría en los consejos de tratamiento dados por un proveedor de productos químicos de buena reputación que realiza visitas frecuentes a la planta. La presión negativa en las entradas de aire causa que polvo, papel, materiales plásticos. cte. sean aspirados dentro las torres de enfriamiento, requiriéndose mallas en las salidas de agua antes de las bombas para prevenir que este material sea arrastrado. Las mallas deben ubicarse en un sitio de fácil acceso para realizar su limpieza.

Ul!f"érewias ¡uig. 391

386

13 Condensadores y equipos de vacío

13.4.3 Piscinas de enfriamiento con boquillas tipo lluvia (espray) El área requerida es el principal factor en un sistema de piscina de enfriamiento con boquillas tipo lluvia (espray). Esta área depende hasta cierto punto del tipo de boquillas utilizadas y de la configuración del sistema. Hugm ( 1986) sugiere que el área de la piscina A se debe relacionar con el flujo de agua 1i1L mediante la siguiente relación: ¡j¡l

'

- · = 750 k!.!/(h ·m-)

A

~

(13.14)

Es claro que el área requerida úepende de más factores, incluyendo la temperatura del agua y las condiciones ambientales, pero esta expresión brinda una rápida aproximación del tamaño de piscina requerido. Para una fábrica de 100 tc/h que use l :200 m 3/h de agua (ver Sección 13.3.:2), el área requerida de act;erdo con esta relación sería 1600 m 2• Información comercial de Spray Engineering Co. (Nashua, NH, USA) sugiere que la tasa úe disipadón de calor en una piscina de enfriamiento es

720 W/(m' ·K l. Idealmente las boquillas tipo lluvia (espray) deben producir pequeñas gotas y montarse a la mayor altura posible para tener un máximo tiempo de contacto entre las gotas de agua y el aire. Las boquillas deben además espaciarse suficientemente, de manera que el aire que entra en contacto con las gotas no se encuentre ya saturado o pan.:ialmente saturado con vapor de agua. En la pníctica. generalmente las boquillas se separan aceptando cierta reducción del desempeño con respecto a una sola boquilla aislada. Este efecto puede ser minimizado alineando los bancos de boquillas espray a un üngulo recto con la dirección prevaleciente del viento. Paru minimizar las pérdidas por corrientes de aire se requiere de una separación alredeúor de 8 m entre las boquillas y los bordes de la piscina. Las boquillas se deben seleccionar con aberturas que no sean tan pequeñas que resulten bloqueadas por los sólidos suspendidos. El diseño interno de este tipo de boquilla debe ser preferiblemente libre de aletas; el espray centrífugo "tipo jardinera·· que utili7,a fuer.w centrifuga para dispersar el agua es adecuado en esta tarea de este tipo de boquillas que generalmente se montan aproximadamente a 2 m por encima de la superficie del líquido. El número

3H7

13.4.5 Calidad y tratamiento del agua

de boquillas y el espacio entre ellas .1 h . . . . · uc en hrudos consrderando la mfonnación de\ sobre el patrón de flujo esperado en ru 11 ,.· • • c. 1on de/ y la caída de presión.

Calidad y tratamiento del agua •

b,,,

La de agua a cadu . alimentación _ . ¡ur·¡¡a ser d1senada cmdudosamente. La caída de a través de las tuberías hasta cada boqui!hr ., mínima, asegurando la misma presiün a la úe cada boquilla y por lo tanto el mismo ¡¡ · ves . de cada una de ellas. La caída de prcsi(Jn.a "~· de las boquillas espray está determinada por e[

.

de boquilla utilizado. Esta puede estar en el rango de 30 a 60 kPa.

"P'"'"'""'

La profundidad de la piscina no es un lilelorimc portante en el diseño de los sistemas de Cllllfriamiento. Una profundidad de 1 m generalmente ( t suficiente volumen durante_ lc~s arranques para !lcn~r los t~nques de sello barometnco y las descargas. Las: succrones de las bombas deben contar cnn cet/az¡lló mallas coladoras adecuadas que sean fücilcs de 1 piar para prevenir el ingreso de cualquier llotante.

13.4.4 Pérdidas por arrastres y corrientes de aire Las pérdidas por arrastres en torres de miento son bajas, representando típicamente 0.05 del flujo circulante. Esta pérdidu puede ser desestimada en comparación con las pérdidas por evaporación entre 2 y 2.5 r:t.. Generalmente las piscinas de enfriamiento presentan mayores pérdidas debido a corrientes de aire, B<.~jo condiciones de vientos fuertes, cantidades :r nificativas del agua pueden ser arrastradas ruera úel sistema; las pérdidas de agua por vientos cstün en rango entre 1 y S %del flujo de recirculación. Sin cm· bargo. lus piscinas de enfriamiento tienen una menor tasa de evaporación debido a que una menor propor· ción del enfriamiento es efectuada por cvaporaciün, típicamente 55 % del calor adicionado en compam· ción con el 85 % de las tones de enfriamiento. Tanw con piscinas como con torres de enfriamiento. gene· ralmente existe un sobrellujo de agua en e! sistema. debido a que la cantidad de agua condensada ext:ede la cantidad de agua perdida por evaporación y arrJstres o cnnientes de aire. Este sobreflujo del sistema constituye una purga natural y signi!lca también que no es necesario utilizar agua ele reposición.

empaquetamientos abiertos en la

en 11 . . 1"'.·tuso · • ·. 111 1· ento es necesano efectuar un tra1' en 1n.t , (t.: • ico del sistema para controlar el pH _ ._ quun

· 1 ·nrrosivo del anua. as1 como tarnbten otencw e , . e . . . - l e1 crecim1ento de lamas o hmos. E del limo 0 'baba' puede conducir a una ''"edlH""".b ·i(Íll t·tnto del anua como del aire, lo distnuc.' e ... .~-, •ducir considerablemente la efectiVIdad ucut: re , P controlar el pH .a traves de Es. esencial t . · de cal y químicos para reducir la corrodel agua. Si esto no se efect~a diligentc;>•¡jv¡unu ]as !!.rant.les reúes de tuberías mvolucradas

P

, distrib~ución Jcl agua de inyecciún se cnnoen

que esté operando ineficientemente. Sin em?argo, la tubería y vúlvu\as involucradas pueden ser Juente de fugas y frecuentemente generan mús problemas que beneiicios. Esencialmente existen dos tipos de bomba de vacío que se pueden emplear, las reciprocantes Y las de anillo líquido. Las bombas reciprocantes (de pistón) ofret:en mayor elicicncia, requiriendo. solamente 0.4 k.W por kg de aire a 10 kPa por mmuto, en comparación b<\io condiciones similares para las bombas de anillo líquido (3.7 kW) y los eyectores tipo jet (5.8 kW). En la actualidad las bomhas reciprocantes ya no se usan y la discusión se limitara a continuación a las hombas de anillo líquido Y los eyectorcs jet.

,,iJ,ann,mc. Las reparaciones y reemplazos, aparte , · ¡.•1 cnntl·rbilidad reuunr ' ' tienen un . costo mucho , el di::ctuar un buen tratarmento del agua mavor que • ...• ""."' 19H5). En ocasiones se recomienda el uso de liltro.s so· 1... 1 de w.:irculación del agua para reducir los bre la 1lit:• ~ . de tratamiento químico, dado que el control de !a ·activiúad microbiológica se hace_más difícil al elevare! contenido de sólidos suspendidos. . En \as piscinas de enfriamiento grandes la cantJcludde a!lllLI en e! sistema es mucho mayor y pueden operar c~n relativa eficiencia como sistemas consui:nitlores de azltcar. Cualquier azltcar arrastrado con e] al!Ua que sea causa de problemas sení degradado por los organismos naturales, en lo que normalmente conslituvc un sistema biológico estable cuando ]a cantidaj de agua del sistema es suficientemente ::mnde. Los sólidos se sedimentan en las piscinas Y es necesario efectuar 11\traciún sobre la línea de recirculación.

13.5.1 Bombas de anillo líquido Esta bomba consiste de un impulsor, con múltiples álabes radiales, que rota dentro de un tambor t:ilíndrico. El diámetro de los álabes es menor que el del tambor y el centro del eje se encuentra localizado excéntricamente, como se muestra en la Finura 13.8. Existen diferentes variaciones de este di"seño. mas todas operan con base en el mismo . . pnncipio. El anillo líquido se forma debido a la fuerza centrifuga a medida que el rotor gira. Los álabes Y el anillo líquido estün dispuestos con relación a la entrada y salida de tal manera que el espacio entre

6

5

;o

13.5

Bombas de vacío

En el pasado fue normal utilizar sistemas de bomba de vacío común, bien para configuraciones ton un sólo t:ondensador común o como un sistema de vacío comltn para los diferentes condensadores de tachos. Actualmente es más frecuente que cada condensador cuente con su propia bomba de vacío. En algunas ocasiones las bombas de vacío se encuentran imerconet:tadas, de manera que un_a bomba de repuesto común puede ser utilizada en el caso de que alguna bomba falle o para asistir a una bomba

2

3

Figura 13.8: Bomba de vacío de anillo líquido. 1 Estator; 2 Impulsor: 3 Anillo líquido: ..J. Entrada de líquido; 5 Succión; 6 Descarga; 7 Puerto de succión: R Pucrtn de descarga

N<'j"cn.•ncia.\· fliÍ!J. 391

13.5.3 Sistema de agua de servicio

13 Condensadores y equipos de vado

388

los úlabes y anillo líquido se im:rementa luego de la entrada, lo que lleva a un aumento en la succión del aire. para luego reducirse progresivamente, comprimiendo el aire y descargündolo sobre la salida. Generalmente estas bombas son compactas, confiables y fáciles de instalar y mantener, siempre que sean alimcnwdus con agua de buena calidad. La mínima presión que es posible alcanzar está determinada por el punto de cavilación, el cual depende del diseño de la bomba y de la temperatura del sello de agua. Generalmente este límite se encuentra en el rango de 1O a 15 kPa, de acuerdo con el diseño de la bomba y la temperatura del agua de servicio. Las presiones absolutas encontradas en los evaporadores y en particular en los tachos son tales que las bombas de una sola etapa generalmente no pueden efectuar su tarea sin que se presente cavilación y daño de la bomba; un desempeño más satisfactorio se obtiene con bombas de dos etapas, Sin embargo. las bombas de una sola etapa son ideales para los filtros al vacío. Cuando una bomba no es capaz de lograr el vacío requerido, puede ser efectivo usar un eyector de aire operado con aire atmosférico sobre el lado de succión de la bomba. Esto incrementará el vacío que se puede alcanzar y el aire adicional generalmente detiene cualquier cavilación que pueda ocurrir.

13.5.2 Ca~acidad de las bombas vac10 La capacidad de las bombas de vacío mente está determinada por la camitlad incontlensables a remover, más que por el 1 requerido para levantar el vacío. El inicio d cocimiento en Jos tachos discontinuos e 1 te involucra llenar el tacho con vapor de 1 • ' n.mcra que al arrancar el condensador. el tiempo ~"'qu ·., ~.: Cf!uu para levantar el vacío no sea excesivo. La capacidad tambi~~ es afectada por la Iempera~ tura del sello de agua. Tip!camente la capaci·1. 1••. ~ u,usereporta para agua del sello a 15 oc, pero esta se reduce a mayores temperaturas debido a una maynr presión parcial del agua. El fuctor de corrección a ser aplicado sobre la capacidad reportada está datlo por: ~

También se muestran los límites de ca-

""'""'"'-"de [a bomba.

¡\denuis. se reqt~iere una posterior corrección temperatura de mgreso de los gases. Cuando .. or ·caliente" entra en contacto con el sello \,lp . .' d 1 a menor temperatura, cterta proporcwn e será conJensada, resultando un incremento cap
"·"''"'"'"'"' F., para bombas Sihi presentado en la \3.1 (_) m~¡estra valores típicos en función de !a diferencia de temperaturas ~ntre el gas que entra V el sdlo de agua. La capa~1dad de la bomba_ ~e ~stablece aplicando los dos !actores de correccwn sobre el flujo volumétrico calculado, es tlecir: ( 13.16)

p-p\V\

1·, ~ 1'-

1.70

donde p es la presión de succión, l. 70 la presión parcial de vapor a 15 "C y fJw.r la presilln de vapora la temperatura del sello de agua. Las curnts de los fabricantes varían ligeramente alrededor de es1os valores y son algo tlistintas para bombas de una v de dos etapas. Esta es la base del factor de correc·ción presentado en la Figura 13.9 para bombas de

12

13.5.4 Eficiencia de bombas de vacío y pruebas

201

1

¡{_'

1.5

Presión de succión- presión de vapor del sello de agua (p- Pw.rl en kPa

11

Hgura 13.10: Factor de correccidn de capacidad por condensaci(Ín ~~~ lmmbas de anillo líquido (Sihi) ri -tw difcr~ncia de tempcnllura entre el vapor que ingresa

10 0.9

y el sd!n t.le agua

""'g 0.8 0.7

13.5.3 Sistema de agua de servicio

0.6

Figura 13.9: Factor de corrección de capacidad en bombas de vado de unilln líquido y de dos clapas según la temperatura del agua de sello

0.5 Mínima presión de succión permisible

0.4 2.5

3

4

5

6

7

8

9

se puede satisfacer usando un tanque de nivel de agua constante para suministrar agua a cada bomba. el cual se opera con un nivel del tanque a la misma altura del centro del eje de la bomba. Parte del agua sale arrastrada con el aire, por lo que se debe proveer un sepurador que remueva el agua y permita retornarla al sistema. Aproximadamente 90 (;(, de la potencia consumida conduce al incremento de temperatura del agua causado por calor de compresión y pérdiLias de energía. Debido a esto una parte del agua se descarga continuamente de la bomba para mantener el sello de agua a baja temperatura. También ocurre cierta condensación de vapor. En un sistema cerrado el agua debe enviarse a una torre de enfriamiento o intercambiador de calor que permita enfriar el suministro de agua. La cantidad de agua consumida es generalmente especificada por el proveedor de la bomba.

(lli5)

1.3

"'

389

10 15 20 25 30 Pres1ón de succión en kPa

40

50 60

Apan e de suministrar agua de buena calidad, se requiere adcmüs llevar la cantidad correcta a cada una de las bombas de vacío. Un exceso de agua sobrecarga a la bomba, mientras que un suministro muy bajo conduce a incrementos en la temperatura del sello de agua. Este requerimiento generalinente

En caso de que el agua sea corrosiva o conten~ ga arena u otro material abrasivo, el desgaste Je la bomba de vacío puede ocun·ir r{tpidamente, a menos de que se usen un cuerpo e impulsor de acero inoxidable. El resultado es una rápida pérdida de e!iciencia. La holgura entre la punta de los álabes y la carcasa de la bomba debe ser de 0.1 a 0.5 mm y cualquier incremento de esta holgura resulta en pérdidas de eficiencia. Generalmente la eliciencia volumétrica de las bombas está en el rango de 0.65 a 0.75 . En la operación de tachos y evaporadores se encuentra algunas veces que no es posible alcanzar el vacío requerido. Esto puede ser debido a fugas de vacío excesivas o a una pérdiJa de eficiencia de la bomba de vacío. Es útil contar con un método que permita verificar la eficiencia de las bombas. La prueba de la vülvula cerrada no es suficiente y los ensayos propuestos por algunos de los fabricantes de bombas son muy complicados y requieren mucho tiempo. Chill'ers y ÜJ\'C { 1986) concibieron una prueba adecuada que es rápida y cunllable, donde se uliliza un elemento provisto con orificios de diferentes tamaños que es conectado sobre el lado de succión de la bomba. Idealmente estas bombas se deben verificar Lie manera rutinaria.

Re{L'rL'IIcill.\' ¡uíg. 3!J/

390

13.6

13.6.2 Eyectores jet tle agua 1 Referencias Capítulo 13

13 Condensatlores y equipos tle vacío

incrementa en nuís de 7 %, esta parte !'~:.~'"''mrl'tzada'. Cualquier presencia de conot (pitting). rayones o crestas tam-

Sistemas de eyectores -

Como alternativa a las bombas de anillo líquido se pueden utilizar eyeclOres lipo jet, en los cuales se usa vapor vivo o agua como fluido motriz, el cual succiona e incorpora el aire en una tobera especialmente diseñada. Los eyectores de vapor son más comunes que los de agua y generalmente requieren vapor a presión intermedia, alrededor de 400 a 1000 kPa. La principal venwja de los eyectores sobre las bombas de vacío es el hecho de que no tienen parles móviles y por consiguiente son casi libres de mantenimiento. Adicionalmente estos requieren muy poco esp<Jcio y son fáciles de instalar y Ue bajo costo. Sin embargo, el eyector debe ser diseñado para condiciones específicas de presión tanto del fluido motriz como del vacío y su eficiencia cae dramáticamente fuera de est<Js condiciones. Esto constituye una severa desventaja cuando se desarrollan fugas en los cuerpos al vacío y el volumen de gases a ser removido incrementa sustancialmente.

13.6.1 Eyectores jet de vapor Los eyectores de vapor pueden ser utilizados como sistemas de una sola etapa, descargando a la atmósfera, en cuyo caso se requiere de un silenciador a la salida. Sin embargo. con una sola etapa sólo se puede lograr una razón de compresión alrededor de 6: 1 cuando se descarga a la atmósfera (l?.ycms 198 1), encontrándose así cerca del límite para la mayoría de
Vapor motriz

'" ,.,"'"""' el reemplazo de la parte. El consumo de es directat~ente prop~~Tio­ ]a canlidaLl Je mre a ser removtdo. Tamb1en es a de la presión del vapor, siendo conside~hlclliCl!tC menor a alta presión e incrementándose medida que se reduce la presión. Por debajo de ::,ro.xinu
Tobera de vapor Succ1ón

va_ror

---~,.

de gases

Diíusor

391

El diseño de un pnstenfriador se basa exactamente en los mismos fundamentos de diseño de los condensadores a contraconiente. con el dimensionamiento del diümetro y de las toberas basado en los mismos fundamentos. Lógicamente la carga de vapor es mucho menor y la tarea se puede realizar utilizando un cuerpo bastante pequeño. En este caso se requiere también de un sello barométrico.

Referencias

Eyectores jet de agua

t

Descarga mezcla vapor-gases

Figura 13.11: Eyector de vapor tipo jet

1 .''

Los eyectores han demostrado ser pi~:;~:,::,:::~~c u; en algunas ocasiones para los tachos d 1 son posiblemente más adecuados para cargas bies, como es el caso con los evaporadores y los chos continuos. Las bombas de anillo líquido son capaces de frentar sobrecargas mucho mejor, mientras que fuga de aire que sobrecargue al eyet.:tor puede 'ma· tar el vacío'. Los eyectores atlemús están sujcws un desempeño enático cuando la presión del vapor varía. Las condiciones tlel vapor también son impor~ tan tes; un vapor húmedo conduce a pérdidas de ca· pacidad y puede causar daños por impactn de gotLS sobre las toheras y difusores. El sobrecalentamiento excesivo también afecta adversamente el desempeño de los eyectores. Un eyector típico es ilustrado en la Figura 13.1 l. Los eyectores tienen dos componentes básicos - la tobera y el difusor o venturi. que actüa un tubo de descarga. Es necesario efectuar inspecciones peri6tlicas (cada 12 meses) de las secciones Je la garganta de la tobera y del difusor para crulunr el desgaste y comparar con las dimensiones rcquc· ridas. dado que el desgaste puede tener un significativo sobre el desempeño. Ctmndo el rírcu de

El principi(l Uc los eyectnres de agua es el mismo Jos eyectores de vapor. Sin embargo con esrequiere considerablemente más potencia para bombeo del agua a los eyectores, incluso cuando evectores pueden ser instalados a una elevación ·..··· ntuct·,, menor que la del condensador. Es importante el agua sea limpia y no corrosiva. o se puede <X]JCrim
Postenfriadores En caso de que el condensador no cumpla efila Larca de enfriar los gases incondenes posible instalar un postenfriador antes equipo de vacío. Esto también se lleva a cabo ••••·"''"'"'" la temperatura del agua de inyección es muy · · "'"'"·"1' para lngrar suficiente enfriamiento de los lncondensahh:s en el condensador, sientlo el postenírindor alimentado a partir de una fuente alternativa a mctHlr temperatura. Esto se hace para reducir la carga sobre el equide vacío. La alternativa constituye una aproxi. más económica que tratar de incrementar la .(c:.lpat:id
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393

392

CLARIFICACIÓN DE MELADURA

Introducción La clari!icación de meladura no es una operaestündar en todas las fábricas de azúcar cruSin embargo su aplicación se estú extendiendo, ;•¡¡m1:iculanmente para la producción de azucares de 0 directo, sea para remover sólidos suspeno color o ambos. Debido a que la meladura o tiene viscosidad y una densidad muy elevada. es posible en su caso sedimentar lus finos sólisuspendidos. Sin embargo, la clarificación por funciona efectivamente sobre la meladura, '<ésínreq,ue~·irpruccsos sofisticados. La fase aireada es ........ ba;tarilc estable y no requiere un uso intensivo de químicos pura formar y estabilizar la capa •e .deesrmrrm de escoria que se forma, como es necepor ejemplo en la flotación efectuada pura el prr~";UiflÍCl\tO de minerales. La clarificación por flotación es un proceso que sido adoptaJo ampliamente para el tratamiento de Yen la industria de procesamiento de mineraproceso ha sido utilizado también durante mupara la refinación de azúcar en la forma de •.: .tu;f:llad(m. Hasta hace muy poco los fundamentos la separación por notación no recibieron mucha é:i"'"'lll:n.Schofield (2001) afirmó lo siguiente: " ... laJillta de critaios.fimdamellta!es de diselio !991 pintr! ww situació11 algo deprimeme de la '"""''ca de diseno de sistemas DAF (flotación por disuelro) y mielltras que los DAF han existido un arte por más de 30 mios, como ciencia ese\Jal!m¡¡,c}w 11/C//IIS desarrollados".

e

Desde ese entonces los sistemas DAF han sido sujetos a estudios más intensivos utilizando técnicas CFD (Computational Fluid Dynamic: dinámica de fluidos computerizadu). Tate and Lyle fué pionero en la aplicación de la clarificación por notación en fábricas de azúcar crudo (_Ben11etl et al. 1977). El proceso mejoró sustancialmente con el desarrollo de Hoculantes de poliucrilamida eficientes y numerosas instalaciones para la clarificación de meladura han sido instaladas en diferentes partes del mundo. Estos sistemas se han adoptado en Hawaii, Taiwán, Luisiana, las Filipinas, India, Colombia, Suráfrica, China, Mauricio y muchos otros países. Este proceso es atractivo debido a su simplicidad y el poder ser efectuado usando equipos de bajo costo. La clarificación por notación ha sido también aplicada subsiguientemente para el tratamiento del íi\trado proveniente de los filtros de tambor rotativo al vacío (Sección 11.3.5). Como alternativa frente a la filtración, la clarificación por notación puede considerarse como una opción más simple y económica. Además la flotación se puede potencializar usando sulfitación o fosfatación para lograr alcanzar el nivel de calidad exigido para un azúcar determinado. En este proceso, materia suspendida muy fina se aglomera y flota hasta \u superficie gracias a la acción de finas burbujas de aire. La separación por notación depende más de las propiedades superficiales de las partículas a ser removidas que de su tamaño o densidad relativa. El proceso se puede mejorar considerablemente mediante el uso de insumos químicos apropiados. En la industria minera la flotación selectiva de ciertos tipos de partículas

lü:(ercucias f!tÍg . ./07

394

es posible gracias a !u adición de agentes químicos que alteran las propiedades superficiales. El uso Ue tloculantes para la tlotaci6n tiene un efccln sustancial sobre el proceso. permitiendo atrapar mecánicamente a las burbujas de aire con las partículas floc y contribuyendo apreciablemente a la separación. Los mecanismos involucrados en la fom1ación y tlotaciún de partículas !loe son complejos. Pocos estudios para elucidar los mecanismos involucrados han sido realizados y el proceso ha evolucionado a través de investigaciones empíricas hasta llegar a ser viable. La optimización requiere inevitablemente efeclUar pruebas en el sitio de operadón usando la meladuru a ser tratada. Por lo tanto es importante contar con un método confiable para pruebas de laboratorio que simule el proceso en la práctica y permita optimizar las condiciones que varían de acuenJo al sitio de operación.

100

Sin clarificar 80

~

60

o

".e 2 o

e

§

La clarificación de meladura en fübricas de azúcar crudo produce una capa de espuma de escoria muy estable, siendo posible alcanzar una elevada remoción de turbiedad simplemente adicionando un Jloculante polielectrólito. El anülisis con microscopio ha mostrado que la mayoría de las partículas en meladuras sin clarificar se encuentran en un rango de 1-1 O ~un. En la espuma, el tamaño de los Jlocs es mucho mayor, comprendiendo burbujas de aire y partículas solidas que se mantienen unidas por el floculante. Algunos ensayos de laboratorio han mostrado que no se obtiene ninguna mejora signiflcativa de pureza y que la remoción de las cenizas es baja. Adicionalmente, el mejoramiento del color es pequeño, quizá debido al elevado color de la meladura. Sin embargo, la remoción Ue turbiedad es dramática. El uso de lloculantes anilmicos. poliacrilamidas de alto peso molecular, es esencial. El efecto de la dosificación del floculante sobre la remoción de turbiedad se ilustra en la Figura 14.1. Esto indica que una dosis de aproximadamente 15 mg/kg OS es la óptima. Con meladuras de muy baja calidad pueden requerirse mayores dosis de hasta 30 mg/kg

Pureza en%

40

o

E

¡.j,J: Viscosidades de la meladura y las mieles a 73 Brix y -10 '-'C) ubteniJus cun y ~in darilkamdadura (f?cill 1988)

o

~

20

Principios involucrados

14.2.1 Efecto de los parámetros de operación

ficar fueron presentados por Re in et al. ( 1988 ). La viscosidad de la meladura clarificada y las mieles producidas se midieron y los resultados se presentan en la Figura 14.3. Se puede apreciar que la viscosidad de la meladura clarificada y las mieles luego de los cocimientos se redujeron hasta en un 25 %. La reducción en la viscosidad de las mieles constituye una ventaja signillcativa, dado que la viscosidad afecta la centrifugación y el agotamiento de las mieles linaJes generalmente estú controlado pur la viscosidad de la masa cocida.

~

0

14.2

395

14.2.1 Efecto de los par{unetros de operación

14 Clarificación de meladura

o

10 15 20 25-3o Dosis de floculante en mg/kg OS

Figura 14.1: Remoción de !Urbiedad de melaJura en ciún de la dosis de Jloculante

90

para obtener Jos mejores resultados. Se ha esad~más que los polielectrólitos de alto de hidrólisis y bajo peso molecular brindan resultados en esta aplicación. Esto significa general e!Jioculante óptimo para la clarificade-meladura será diferente al utilizado para la ées}ti!arilfitulcitin del jugo. Por otro lado, la clarificación >",;e lfundiilos en refinerías es más eficiente cuando emplean !loculantes de bajo grado de hidrólisis 19~RJ.

fvlebdur
so

65 !lrix

'

o'O

Se ha determinado que la temperatura tiene un signi!icativo sobre la remoción de turbiedad. se muestra en la Figura 14.2, que indica que se un mejoramiento progresivo aumentando la ·,,m,m•c""'" hasta 85 oc, luego de lo cual este efecto

o o

70 ii! u o

:e2 o

u

g 60 ~

o

~

50

J 40

50

70 60 Temperatura en "C

so

Figura 1-1.2: Efecto de la temperatura sobre la de turbiedad

1

A partir de la Figura 14.2 se puede inferir acleque la remoción de turbiedad es independiente Brix y !a viscosidad de la meladura. La viscode una meladura de 65 Brix es aproximada50% maynr que en una meladura de 60 Brix. lo tanto. valores encontrados en este rango de no tienen ningún efecto aparente sobre proceso y los mejores resultados que se obtienen · temperaturas no son debidos a la reducdc viscosidad sino al efecto sobre la formación !loes o las atracciones intennoleculares entre las . fases involucradas. Otro estudio confirma que 't de la meladura no afecta el proceso de FF""'"CIOn (/?ei11 el al. 1987). Los resultados de pruebas de laboratorio sobre de meladuras clarificadas y sin clari-

14.2.2 Efecto de insumos químicos La patente original de Tate and Lyle indica que es esencial formar un floc primario de fosfato de calcio para luego al adicionar aire y floculante formar un Jloc secundario. Como dosis de adición de fosfato se ha recomendado alrededor de 300 mg P 20_/kg DS (Beiii/Ctt M.C. et al. 1977). Otros estudios han demostrado que es posible efectuar el proceso sin adición de fosfato (Bennett T. T 1980, Re in et al. 1987) y que la adición de cal y fosfato no mejoran los resultados obtenidos en comparación con el proceso estándar donde se adiciona solamente f1oculante. Steindl y Doherty (2005) mostraron con ensayos de laboratorio que la remoción de color es inferior al 1O f/(, y que es afectada por el pH llnal. Se demostró que el incremento de la dosis de P20 5 desde 250 hasta 500 mg/kg OS no produce ningún beneficio. Sin embargo, en muchas instalaciones se utilizan ácido fosfórico y cal. En la práctica uno de los problemas asociados con el uso de fosfato adicional es la caída de pH que ocurre mientras que la reacción entre calcio y fosfato se completa. Una caída de pH de aproximadamente 0.5 unidades puede ser permitida, pero el riesgo de una reacción im:ompleta trae el peligro de precipitación subsecuente y generación adicional de turbiedad. La adición de gases C0 2 y S0 2 en lugar del aire ha sido intentado (Rcin 1988). Se encontró que el uso del co2 no ofrece ninguna ventaja. mientras que con el venteo de S0 2 (es decir sulllflotaci6n) fué posible ohtener un mejoramiento significativo. En este caso, los mejores resultados se lograron con la adición de 0.3 kg de ca\/1 00 kg OS y 300 mg fosfato/kg DS y suministrando S02 hasta un pH entre 6.0 y 6.5 antes de la flotación.

Rl'fi!n•m·ias /'ÚJ.!. -107

396

\!l'i!isis d.: mieles B y C antes y después del traunnicntn de clarillcaci6n pnr

Tabla 14.1: Comparación de la clarificación de meladura estándar con la sulfiflotación (Rein 1988)

Color

Turbiedad

(710 nm)

%Remoción

en TU

1

¡;t.2: : ' (Reill !tJSSl

Remoción

% Rcmocilín

de turbiedad en%

Prueba 1 Sin clarificar

1.006

Clarificacitín estándar

0.1 !9

88.2

Sulfiflotacirín

0.042

95.8

29 100

27 fiOO 23 100

5.2 20.()

2.84 2.-l-5 2.42

Sin tratar

13.7 14.8

Tratada

Prueba 1 Sin clarilh:ar Clarilicución est
0.107

89.2

0.051

9-l-.9

Los resultados se comparan con el proceso estándar de clarificación en la Tabla 14.1. usando meladura de 65 Brix y 20 mg de Talosep A3 por kg OS. La turbiedad fue medida a partir de la diferencia en absorbam:ia a 720 nm entre una muestra filtrada y una sin filtrar a 10 Brix. Es claro que la sulfi11otación permite obtener resulwdos significativamente mejores y en particular una útil reducción de color. Sin embargo, esto adiciona costos y complejidad al proceso.

14.2.3 Aireación de la meladura La separación de partículas durante la darilicación, sea por sedimentación o por 11otación, está determinada por la velocidad terminal de las partículas. Esta se obtiene del balance entre las fuerzas de liotación y de resistencia al arrastre. Usando la relación de la ley de Stokes para el coeficiente de arrastre de una partícula esférica con diámetro d y con bajo número de Reynolds (Cn = 24/Re).la ecuación para calcular la velocidad terminalut es: u,

ilp· g ·d' 18 ·¡.t,

gg

Sin tratar 2H 000

0.992

(14.1)

donde óp es la diferencia de densidad. La viscosidad de la meladura JlL es considerablemente mayor que la del jugo, lo que implica que la separación por sedimentación es más difícil para la meladura. La densidad es también mayor, haciendo que la diferencia de densidad entre sólidos y líquido sea insuficiente para lograr que la sedimentación sea pníctica. Sin embargo. al utilizar flotación la densidad resultante

26 000 21 000

397

14.:2.3 Aireción de la meladura

14 Clarificación de meladura

2.HO

7.1

25.0

2.55 2.ú4

Tratada

91

Sólidos disueltos en g/100 g

Pureza real de sacarosa en%

Relación entre monosacáridos 1 cenizas

55.7

50.9

O.ó2

54.5

52.8

0.72

52.3

42.9

0.50

50.9

44.9

0.57

8.9 5.7

del fine aireado se reduce y la diferencia de ••. ,...... ,u.: aumenta, haciendo posible la separaciün. Un desarrollado por Eclw\'erri y Rein (2006) ,.' que la diferencia de densidad es del ¡ín.len de kg/m 3 y la velocidad promedio de los !loes 1A (5 m/h). A partir de la ecuación ( 14.1 J se ohtii•onc un• tamaño medio efectivo de los !lot:s de 183 llm Se detectaron variaciones t:ansiderabl~s j dor de estos valores. En la práctica las partículas son Hotudas no son esféricas y Haath(!( y (2001) indicaron que la constante en la ( 14.1) es mayor que 18 y puede alcanzar valores , elevados como 33. Por consiguiente el valor rico de la velocidad terminal es afectado tanto fornw como por el tamaño de los agregados. que la velocidad terminal es proport:ional al do del diámetro de la partícula. es deseable producir !loes que sean grandes. Existen tres métodos posibles de aireaáín: l. Electroftotación, que utiliza la elcctn'llisis !o· grada con electrodos sumergidos para burbujas muy Iinas. menores a 50 ~un. 2. Flotación por aire disuelto (OAE Oissnlved Flotation = flotación por aire disuelto). las burbujas son producidas mediante aireación a alta presión (450-500 kPa) seguida pnr despresurización de la solución supersaturada. El tamaño de las burbujas generalmente es muy uniforme, con promedios entre 20 y 60 ~tm. _,. Flotación por dispersión de aire. Jomle e! aire se dispersa y es incorporado en el líquido mecá·_ nicamente. Las burbujas producidas pueden ser de mayor tamaño y presentar una distribut:ión de tamaño müs amplia.

la elct:trúlisis no ha resultado ser práctica

14.2.4 Clarificación de mieles B y C

é)'i'$ escam industrial. Las experiencias en plantas de

\'';! lflliUOllicn1to de aguas y refinerías de azúcar han masque la Jlotación por aire disuelto brinda mejo-

;',··~~,'~;,:~~~~::'\'nqu~

la simple aireación de la notación de aire (Saranin 1972). Para refine( 1\J90) aíirma que las burbujas de aire dentro de los flocs de fosfato de calcio a ft'.. m;;di
Las mieles B y C son también aptas para la clarificación por flotaci6n, siempre y cuando, se haya efectuado una dilución previa. Para lograr una máxima remoción de turbiedad se requieren dosis de floculante significativas. Con dosis mayores a 50 mg tloculante/kg OS se logró una remoción de turbiedad por encima de HO %, y remociones de hasta 90 % fueron posibles al aplicar dosis más elevadas. Una dosis de floculante de 160 mg/kg OS permitió una remoción de turbiedad promedio de 90.7 {;;;con mieles e (Rein 1988). Análisis de mieles By Cantes y después de la clarificat:ión se presentan en la Tabla 14.2. La pureza de las mieles se int:remenló en aproximadamente dos unidades. Adicionalmente se logró remover cenizas, lo que se evidencia en mayores valores de la relación monosadridos/ccnizas de las mieles clarificadas, lo cual mejora ligeramente el agotamiento de las mieles. Se midió una reducción de viscosidad de 24 e;~ entre mieles finales tratadas y sin tratar, lo cual contribuye a reducir la pureza de la miel final. Las mieles B y fueron los únicos materiales evaluados donde se observó un efet:to del Brix sobre la rcmot:ión de turbiedad, probablemente debido a las viscosidades extremadamente altas. Las mieles generalmente se tienen que diluir para obtener una viscosidad inferior a 0.1 Pa · s que permita lograr buenos resultados. pero este límite no fue bien establecido. El tratamiento de mieles con un contenido de sólidos disueltos mayor a 50 V(l llevó a menores remociones de turbiedad.

e

f..';di!rencia.\· pdg. -107

14 Clarificación de meladura

¡ .+.2.5 Clarificación Je meladura en fábricas de azúcar crudo

Clarificación de meladura en fábricas de azúcar crudo Aireador Tanque de preparación de floculante

a que es posibk alcanza~ una buena .clari-

dcl jugn. se presenta .un unporlante merede turbkdad de aproxunadamente R~ S"'c:' a

Clarificador

Jc [os evapnradores (Scott 19XR). Esto mdtca

Tanque de ácido fosíórico

Tanque de almacenamiento de floculante

d rocesu de darilicación de meladura debería , ~wvor bendicio que otras acciones tomadas 1 1 · • (t: -• • d l . El

ejorar la clanflcacmn pnmana e JUgo. de meladura actúa <Jdemás como una 1 { 1o e 1 matena . l suspen• de seguridad. rcmov1em .,1venicntc de períodos donde la clarificación p< . sido perturbada y hayan ocumdo arrastres de 111

Bomba dosificador a de Talo flote

Bomba dosificadora de ácido fosfórico

lntercambiador de calor

Las condidoncs de la clarificación por flotación ,,¡[ebt:r optimizar individualmente para cada instaLa sdeccilln del floculante. la justiticaci6n '''deapl< 1;ar agentes químicos adicionales y las condióptimas dd proceso, dependen de las caracparticularcs del material a ser tratado. Las ,.,,·. ¡¡portunklades y beneficios del uso de este proceso J¡,pcnd 1orün de las circunstancias particulares domi-

Control de flujo

Meladura sin clarificar

Figura 14.4: Proceso Talmlura para]¡¡ clarilicacilÍn de meladura (Trotr !9R8a)

Tate and Lyle patentó un proceso para clarificar que se denominó Talodura para clari··. ••· . ¡¡,,,,.;no de meladura. Este proceso se asemeja a la fosfataciún que se efectúa en las refinerías, comprendiendo el calentamiento hasta 80 oc y la adición de cal y át.:idu fosfórico (300 mg P~O/kg DS) a la meladura en un tanque de reacción antes de la níreación. Se deja un tiempo de reacción de 1.0 a 1.5 minutns y el pH se controla regulando la adición de cal para obtener un pH alrededor de 6.5. La premisa del proceso es que se necesita formar un floc primario de fosfato de calcio antes de adicionar el floculante y la aireación, luego de lo cual se forrnamn tlocs scnmdarios. El proct:so de Talodura es la parte central del proceso de Blanco Directo desarrollado por Tate and Lylt: ·para la producción de azúcar de consumo directo con color entre 100-200 lU (Trott 1988). Un Jiagmma dL: liujo de este pruceso se presenta en la Figura l-t.-1-. El diagrama de !lujo de un proceso ligeramente distinto se ilustra en la Figura 14.5. que represenla el esquerna de flujo en una fábrica de azúcar de Zimbabve. La meladura cruda se bombea a través de un calemador donde su temperatura se incrementa hasta R5 "C utilizando vapor l. para entonces pasar

.lll'"""'" al

Tanque alimentador

Al efecto final

fv1esclador estático en linea

Espuma a jugo crudo

Meladura de evaporadores

Aire

Tanque

Meladura

de

ciMIÍICCid
meladura cruda

Figura 14.5: Diagrama lle !lujo del proceso ele clarificación ele meladura en la f:íbrica de azúcar Triangle. ZimbabYe

399

a través de una etapa de aireación donde se dispersa aire dentro del líquido. Esta consiste de una bomba de aireación de alta velocidad o un tubo burbujeador diseñado apropiadamente. El líquido pasa entonces a un pequeño tanque de alimentación, donde el aire que no se ha logrado dispersar liene la oportunidad de escapar antes de que la meladura aireada entre al fondo del clarificador de meladura. No se adicionan cal ni ácido fosf{>rico. Justo antes de la entrada del clarificador se aplica el polielectrólito antes de un mezclador estático en línea. Este mezclador está diseñado para dispersar adecuadamente el floculante en el licor sin producir esfuerzos cortantes elevados que puedan causar rompimiento de los fines. Finalmente la meladura entra al clarificador a través de un tu bu alimentador central, cuyo diámetro incrementa a medida que la meladura ingresa para reducir la velocidad de entrada. En el esquema se muestra un calentamiento de contacto directo usando vapor de los evaporadores y un posterior enfriamiento por descompresión instantánea ó flash al último cuerpo Je los evaporadores. El enfriamiento nash restaura el Brix de la meladura casi hasta el mismo nivel que tenia antes del calentador de contacto directo. Esta es una solución de hajo costo. pero también pueden ser utilizados calentndores indirectos. Es recomendable enfriar la meladura luego de la clarificación para reducir la posibilidad de que se presenten degradación y formación de color subsiguientes. La clarificación de meladura en conjunto con la fosfatación han sido utilizadas con éxito para reemplazar la sul!itación de meladura en fábricas que producen azúcar blanco directo (Steiwll y Doherty 2005). Esto pennite producir azúcar de bajo color y liene además el beneficio de reducir significativamente el contenido residual de SO~ en el azúcar. Ensayos realizados en fábricas Australianas han indicado que el proceso lleva a reducciones de viscosidad e incrementos de la velocidad de cristalización. La clarificación de mieles B en lugar de la meladura tiene como ventaja que la cantidad a ser tratada es menor y por lo tanto se puede instalar un clari ficador más pequeño. Además parece tener el potencial de remover una mayor cantidad de impurezas y alcanzar los beneficios asm:iados con una menor viscosidad de la miel final y un mejor recobrado. Sin embargo, en comparación con la clarificación Je meladura, no pennite alcanzar el mismo nivel de mejoramiento de la calidad del azúcar y requiere

R
400

müs vapor para reevaporación de las mieles que han sido diluidas, así como una centrifuga de canasta sólida u otro sistema para desendulzar la espuma. La clarillcación de mieles finales se sugiere en algunos casos como un medio para poder mejorar los rendimientos de alcohol y la calidad de levaduras. La clarificación por notación de este tipo podría lograr satisfactoriamente este objelivo.

14.3

1.:.1-.3.2 Viscosidad Ue la masa cocida

14 Clarificación de mehuJura

Beneficios de la clarificación de meladura

La clarificación de meladura se caracteriza por producir una espuma de escoria bastante estable. El proceso es simple, requiere poca supervisión y tiene bajos costos operativos, pues se requiere usar un sólo ftoculante y puede no ser necesario emplear ningún otro insumo químico. Otra ventaja adicional es que la espuma puede ser retornada sobre el jugo crudo o posiblemente sobre los lodos del clarificador. De emplearse la última opción, se debe tener cuidado para prevenir el incremento del poi en la cachaza, pero esto se puede minimizar optimizando la operación. Los mayores beneficios obtenidos con la clarificación de meladura son el mejoramiento de la calidad del azúcar y una reducción de la viscosillad de las masas cocidas. Las ventajas de este proceso son mayores cuando se procesan cañas de baja calidad. La fábrica Empangeni, en Suráfrica, luego de estar en una posición donde no tenía la posibilidad de producir azúcar VHP (Very High Poi= muy alto Poi), con la clarificación de meladura pasó a ser capaz de producir consistentemente azúcar de buena calidad que cumplía con las especificaciones VHP y pudo lograr por primera vez un buen agotamiento de las mieles (Rein et al. 1987). Aunque estos beneficios deben contribuir a mejorar el recobrado total en las fübricas de azúcar, el ligero mejoramiento esperado nunca ha sido comprobado debido a las variaciones de recobrado que se presentan normalmente. La mejor manera de evaluar la eficiencia de la clarificación de meladura es aún a partir de los resultados de remoción de turbiedad. El análisis de un gran número de muestras de meladura de muchas fábricas diferentes ha mostrado que el potencial de reducción de turbiedad está siempre entre HOy 95 %.

14.3.1 Calidad del azúcar Se ha infonnado que el proceso de puede remover 80 % de los sólidos . . 1 conducir a una reducción de color del ·,. . . zucar a 10% (Trott 1988). Los mismos beneficios dado a conocer con el prat:eso de c·ia· rilicación ·rr· meladura sin adición de cal o ácido ros¡· · 1 lto et al. 19g7). También se han dado a conocer ciertos mientas en la calidad de! azúcar. Así. se , una significativa reducción de 15 c;c, Ud color; gomas en azúcar afinado, similar a los Vltllol•res. "'''"' tados por Bennett et al. ( 1977). Ensayos en con la adición de fosfato mostraron rcducdones color de azúcar crudo entre 20 y 40 r;;-- y una ción de cenizas de hasta 47 %. En Suráfrica se midió una reducci(Í!l de 15% las cenizas de azúcar afinado, pcru la diferencia fue establecida estadísticamente (Rein ct al. En la práctica industrial, los efectos de los darifi 1:a~ dores de meladura son extremudamente marcaúo;1¡ el análisis de datos de agotamiento de masa A y el incremento de la pureza en las cernrífuultv muestran mejores resultados con el clarificador meladura en operación, indicando que es nel:CSllfÍay menos lavado para lograr alcanzar el poi rel¡uerilk¡\: de azúcar VHP. Steind! y Doherty (2005) confirman riencias de otros sitios de que el efecto sobre la Ji dad del azúcar es significativamente muyor de lo que se sugiere cuando se mide el mejoramiento la calidad de la meladura. La clarificación de meladura ha sido p1111rtliicullar· mente efectiva para remover bugacillo Jd r cruJo, con efectos benéficos sobre el proceso e¡¡·, plantas conectadas de refinería (Rein !9HH). Así, el colado del fundido con mallas finas puede ser obviac do y el Brix del fundido puede incrementarse reducir la demanda de vapor. Luego Jc la 1 1 ¡ de clarificadores de meladura se logra un tenido de sólidos suspcndiJos en el azúcar blanco, En general es aceptado que la operación Je darificuM dores de meladura ofrece un benefido signi!it:ativo para el proceso en las refinerías de azúcar. Resultados obtenidos por Rein ( Jl)9B) mue~tr:m que la masa de bagacillo/kg DS en el aztícar cnF do es similar a aquella en la meladura. Se que la clarificación de meladura en una in!slalaCIOn, permitió reducir el contenido promedio de"""',_.... -..·.

de 100 mg/kg OS hasta alrededor de 1 ,,,,,tlllre' "oes<.l"ta'nto en la meladura clarificada como crudo. Igualmente, se di6 a conocer una de sólidos insolubles totales de RO%, deshasta 34 mg/kg OS (Smitlt et al. :2000). Esto favorable cuando se produce azú. . 1 [' • para consumo directo. clarifkaci(ín de meladura mejora también la del azúcar crudo. Este efecto es bastante elevando la calidad del azúcar de un inSurtifrica desde muy baja hasta la mejor de (Smith et aL 2000).

'""""""''"''

Viscosidad de la masa cocida Con los darilicadores de meladura se reduce la ,¡SI:osidad de las mieles finales alrededor de 25 )71J. f;íbricas de azúcar pueden beneficiarse de mevist:osidadcs cristalizando masas cocidas de Brix en los tachos, utilizando menos vapor cantidad de agua en las centrifugas (Rein I%7). Una redUI:.:ción de viscosidad aún mayor, de t,1;, fué dada pur conocer por Bennett et al. Esto permite procesar masas cocidas con Brix, lo que ellos estimaron debería conducir una reducción de 2 a 2.5 unidades de pureza en

Equipos Clarificadores Las celdas utilizadas en la flotación por aire dipara el tratamiento de aguas han sido tradi¡ <:íooahr!Cnte de geometría rectangular. Esto es con.(- JClrierlle cuando se utilizan bancos de celdas OA F. misma manera, esta fue la primera geometría ''mí!;,.,,¡, para la rosfatación en las refinerías de azúSin embargo. Jos clarificadores de meladura han diseñados generalmente como celdas circulapues la construcciün de estas es m<Ís económica posible utilizar un sistema más simple para la espuma.

401

Jloc aireadas. Se prevé que la velocidad de estas partú.:ulas flot.: se encuentra en un rango de 2 a 1O m/h, calculado a partir de la ecuación (14.1 ). En los sistemas DAF utilizados en la práctica para el tratamiento de aguas, la carga superficial de líquido, obtenida dividiendo el llujo volumétrico procesado por el ürea de la superficie, se encuentra en el rango de 2.5 a 15 m 3/(m:! · h) ó m/h. Haarh(~ffy Edz.ll'ald (:2001) infon11aron que no es raro encontrar en la práctica cargas superficiales que exceden la vclocidnd de llotación calculada. Esto se atribuye a una aglomeración sucesiva de los agregados debido a diferencias en la velocidad de notación. Los clarificadores de meladura usualmente se dimensionan para obtener un tiempo de residencia alrededor de 20 a 25 minutos (Benne/1 et al. 1977, Rein 1988). Si la profundidad del clarificador es 1 m, la carga superficial con base en estos tiempos de residencia estará entre 2.4 y 3 m/h. valores que se encuentran en el rango más bajo de curga superficial de los sistemas OAF. Un avance importante en el tratamiento de aguas mediante llotación fue la introducción de '!amelas' o placas inclinadas, las cuales previenen vórtices y reducen el número de Reynolds y consecuentemente la turbulencia, conduciendo a una separación mús eficiente e incrementando la capacidad. Los clarillcadores de llotación provistos con ]amelas utilizados para tratamiento de aguas logran alcanzar cargas superficiales más elevadas (30--40 m/h). La simulación numérica Jel !lujo en un clarificador de meladura hipotético provisto con ]amelas sugiere que una carga superficial de 40 m/h podría ser posible (Ecltel'erri y Rein 2006). Esto no se ha intentado aün en la práctica pero parece ser prometedor.

Alimentación y salida de meladura. La alimentación de meladura debe ingresar con perturbación mínima y al nivel de densidad correcto. con una mínima energía de entrada para evitar turbulencia. La profundidad del dariflcador es importante sólo para suministrar una altura suficiente que permita mantener zonas separadas de espuma y líquido claro. En general la altura se dimensiona entre 1.0 y 1.5 m, pero puede ser tan baja como 0.8 m (Hon.ltm 1990). El diámetro se dimensiona entonces para proporcionar el tiempo requerido de residencia de la meladura. La salida de meladura generalmente se posit.:iona sobre el fondo del clarificador a manera de un anillo circular de drenaje.

402

Las aperturas en el anillo de salida deben ser dimensionadas para obtener el mismo Jlujo a través de cada una de ellas y lograr así una remoción uniforme de la meladura. Para esto se utilizan los mismos principios usados en el diseño Ue la salida de clarificadores de jugo circulares y para los anillos alimentadores de evaporadores (Sección 12.7 .5). aplicando el criterio de Knaebel's (Knaebe/19!) 1). Es importante mantener velocidades bajas en todo el cuerpo del clarificador y particulanncntc en los puntos de entrada y salida. El posicionamiento de la alimentacilín y de la salida de meladura debe elegirse cuidadosamente para asegurar que no ocurra cortocircuito del flujo. En teoría, los clarificadores circulares ofrecen la ventaja de que las velocidades se reducen hacia la periferia. En la práctica, las salidas en la periferia de la celda conducen a cortocircuito del líquido hasta el punto de salida y al desanollo de patrones de rccirculación de flujo en el clarificador (Rein et al. 1987). Sclwfield (2001) ratifica que uno de los principales factores de control hidráulico es la forma de remoción del líquido por debajo de la capa de espuma y que es posible que se presenten corrientes de recirculación que podrían ser problemáticas. Mediciones de residencia de meladura utilizando trazadores han demostrado que con una salida circular al fondo se logra obtener un mejor desempeño (Reill ct al. 19S7). Sclu~field (200 1) confirma que el remplazo de salidas sobre la pared con sistemas de salida multidistribuida de mayor resistencia o con tubos perforados laterales permite aliviar problemas de recirculación.

Detalles de clarificadores de 111 ,, 1,.,,1"'"' mer diseño de Talo clarificador fu" ·1, 1 . . "' ¿ua en las rcfinenas. como se muestra en la de lu Sección 22.3.2. La cámara de central est<Í provista con bafles que ciar y formar fines a través de una es:

/¡

Salida de rnelaúura clariíicada

Figuru 1-1.6: Clarificador ele melaUura Tongaat-Hulet!

~

(

1.84.

(b1~

403

14.4.2 Sistemas de aireación

14 Clarificación de meladura

0.2. /¡)

f'

donde h es la altura de la cresta y h el esclusa. ambos en m. Esta ecuaciún es i h. requiriéndose una solución por iteración. Un nuevo desarrollo en la tccnoh1gía podría encontrar aplicación en el prm:cso Jd snn los Jmídulns de !amelas o plucas i ' uso en los clarifkadores por notacitín. Esws varios beneficios (Sdn~ficld 200 1l. l! · reducción de la turbulencia v recircu!ación. miento de la separación de \;1s agregados del y contribuyendo a dirigir los nujos ' salidas respectivas.

·stcmas de aireación

S 'l.

utilizado tres alternativas para dispersar

la 111ciadura: ;"'''rn,nrctci
""·''""""" de aire. Consiste de un tubo con .'orificios pequeños a través de los coaintroduce aire en forma de finas burbujas. tubo de pl<ístico sinterizado puede insertarmontado sobre un codo dentro de una secde la tubería de diámetro grande. El aire se ' por el tubo sinterizado y las burbujas sobre su superficie son desprendidas !lujo ¡Jc meladura que pasa a través de sección anular entre el tubo burbujeador y pared de la tubería (Smith et al. 2000). La ~ dl'l t-lujo de meladura sobre el tubo el tamaño de las burbujas formadas; al""'ei,Uatll1:s desprenden las burbujas más sin dar tiempo para que crezcan. en un menor tamaño promedio de

Diu'""'"'"'

de aire suministrado no parece ser muy

en la pnictica. aunque se ha considerado m.1

aire/m 3 meladura ofrece un valor míni-

mo. Con base en un valor elevado del contenido de sólidos insolubles en la meladura de 200 mg/kg. la razón entre aire y sólidos es 0.1 S. valor que es mucho mayor que las cifras citadas para la flotación por aire disuelto en el tratamiento de aguas entre 0.02 y 0.04, o en la fosfol1otacilm en refinerías de azúcar de 0.02 a 0.03 (Saranin 1971.). Sin embargo, con la tlotación por dispersión de aire no se utiliza todo el aire que es adicionado debido a que una parte escapa en forma de burbujas grandes. Por encima de cierto tamaiio de tloc, Haarh(~tr y Ed:wald (2001) han informado que la cantidad de aire adicionado y el tamaño de las burbujas no son important~s en el tratamiento de aguas: este parece ser también el caso con la clarificación de meladura. No todo el aire se dispersa apropiadamente en el líquido. por Jo cual se provee un tanque de escape/ alimentación antes del clarificador que permite que cualquier burbuja grande que este presente pueda escapar. de manera que no perturbe las condiciones dentro del clarificador. Este tanque se ilustra en el diagrama de tiujo de la Figura 14.5.

14.4.3 Manejo de las espumas La cantidad de espuma o escoria que es producida varía considerablemente, pero representa alrededor de 5 % del volumen (Rein et al. 1987). Los rastrillos para raspar la espuma pueden ser accionados con un motor central soportado sobre el clarificador como se muestra en la Figura 22.6 (Sección 22.3.2), aunque también se puede emplear un arreglo más simple ilustrado en la Figura 14.6, que consiste de un aro horizontal soportado sobre tres juegos de rodillos ubicados sobre la periferia del clarificador y accionado a través de uno de estos juegos de rodillos. Los raspadores giran con una velocidad alrededor de 0.5 min- 1, suficientemente baja para no causar rotacil'in del líquido con la espuma. No es necesario desendulzar la espuma, dado que esta se puede retornar mezclándola con el jugo crudo. La espuma no Uuye fácilmente y en algunos casos se utiliza agua o preferiblemente jugo filtrado para el desagüe promoviendo el retorno. También es posible retornar la espuma directamente sobre los filtros rotativos al vacío, pero cuando esto fué intentado se incrementl'i la pérdida de sacarosa en cachaza (Re in el al. 1987).

Ncjámcias ¡nig . ./07

404

14 Clarificación de meladura

14.4.4 Mezclador estático en línea Usualmente se instala un mezclador estático en

línea justo antes del clarificador para mezclar el flo~ culante con el líquido. de manera que se logre un mezclado uniforme sin inducir fuerzas conantcs que pudieran romper los agregados. Un arreglo simple consiste de varios bailes medios, típicamente 12, los cuales se orientan a 90° con respecto al batlc precedente. Los parámetros de diseño para este dispositivo no están bien definidos, pero es útil emplear una relación entre la potencia y el volumen (P/\1), la cual se Lalcula como: ( 14.3)

donde D.p es la caída de presión en Pa a través del mezclador, el cual tiene un volumen Ven m 3 . La caída de presión se estima a partir de la ecuación para placas de orificio:

N·p·li'

2·(k·A)'

(14.4)

En esta ecuación N representa el número de bafles y A el área de la sección de t.:orte en el bafk. El t.:o~ elkiente de dest.:arga es el mismo que para un orificio concéntrico con razón de diámetros O. 707. Por lo tanto el coeficiente de dest.:arga k obtenido Jebe tener un valor de aproximadamente 0.7. El valor requerido de PI\' no ha sido establecido con precisión. pero valores alrededor de 200 a 300 W1m 3 parecen brindar buenos resultados.

La buena correspondencia entre re. . . su 1lado5 laboratono y en clanficadores industri·l . ·
14.5.1 Control de adición de insumos químicos En la Figura 14.7 se presentan los resultados obtenidos al evaluar el efet.:to de la temperatura y !n dosis de lloculantc en clarificadores industriales de

100 90 80 ¡f2 e o

14.5

Operación

:¡ TI

70 60

o

.e2 w

No es necesario reducir el Brix de la meladura antes de la flotación. Aunque Samnin ( 197'2) sugirió que la fosfatación en las refinerías debería ser realizada t.:on una viscosidad que no excediera 0.01 Pa · s, pruebas de laboratorio han mostrado que la viscosidad no tiene efectos negativos con valores que llegan incluso hasta 0.025 Pa · s a 85 [le (Rein el al. 19H7). El trabajo presentado en la Sección 14.2.4 sobre la clarificación de mieles sugiere que con meladura cruda el límite de viscosidad está cerca de 0.1 Pa · s. El pl-1 no parece afectar la llotación. pero desde el punto de vista de remoción de color parece ser 6ptimo tener un pH final alrededor de 6.5.

14.5.1 Control de adit.:i6n de insumos químicos

·;;p .. •

"

"'""'

!4.5.2 Pruebas de laboratorio y evaluaciones

o

10 rng/kg OS

50

TI

e

o o E w

o

~

40 30

20 10

40

50

60 70 Temperatura en

SO

90

Con tal de que se suministre una cantidad de aire. su efecto parece ser insignificante. hdo. se ha encontrado que la temperatura otro , . 'fi . 1 .d , un ef~cto !llllY s1g111 cat1v~J. co_nH~ la st o estat:unhién en ellaboratono. Sumlarmente, los , . resultados se obtuvieron con la aplicación · lrrwtr en :::' de 1O mg lloculante/kg DS. aunque diferencia desaparece a ~ayor temperatura. El tipo de /loculantc ulJ!tzado puede tener un importante. Los lloculantes de polielectrúlito ulto grado de hidrólisis y b<\io peso molecular U' nnind:ll1 lns mc_iores resultados para esta aplit.:aci6n , 1988). Estudios realizados en Taiwán sobre la dw:ilit:a·re~illrn de meladura con sulfitaci6n han indicado un óptimo grado de hidi~ólis.is de alrededor de JO ',"'é: Sri!indl y Do!Jerty (20())) dJCron a conocer un eswdio que mostró los mejores resultados con un , Je hidrólisis de 34 l.":t, aunque no se experi1 mentó con lloculantes de mayor grado de hidrólisis. La cantidad de ácido fosfúrim utilizada varió desde !50 hasta 350 mg P 20/kg DS. Se debe adicionar suficiente cal para obtener un pH final alrede6.5. En algunos casos la cal se ha reemplazado utilizando soda cáustica para ajustar el pH, bajo e! supuesto de que se tiene suficiente calcio residual presente en la meladura. Es importante proporcionar suficiente tiempo en el tanque de reacción para la fomwción del f"lnc de fosfato de calcio. previo a la adicitín de lloculante.

iDO

°(

Figura l.t.7: Efecto de la temp
En general se ha encontrado que en los clarifiradores de meladura es posible akanzar siempre el mismo grado de remoción de turbiedad que se obtiene en el laboratorio. del órden de ~5 % de remoción. La comparución frente a resultados de laboratorio proporciona una herramienta de verificación útil para determinar si el desempeño de un clarificador úe meladura es tan bueno como debería. Una prueba de laboratorio útil consiste en la agitación vigorosa de una muestra de meladura durante lres minmos en un pequeño vaso de precipitados o beaker mantenido en un baño de agua a 85 [le (Rein etal. 19!57). El arreglo de agitaciún se hace de maneru que el agitador incorpore aire en el líquido y lo disperse para saturarlo con aire. Luego de la aireación se agrega el polielectrólito agitando suavemen~

405

te el mntenido del beaker durante 30 segundos. para luego dejarlo en reposo durante los veinte minutos siguientes. Después de este periodo la separación entre la espuma y el líquido se ha completado y se puede proceder a tomar muestras de líquido clarificado para el análisis. En caso de utilizarse cal y ácido fosfórico, estos deberán adicionarse en el líquido antes de la aireación. La medición de turbiedad es un análisis importante para la evaluación de la clarificación por llotación. El método JeUMSA GS7-21 (Anon. 2005) para determinar la turbiedad de jugo clarificado involucra la medición de la absorbancia a 900 nm, procedimiento también empleado por SteiiU/1 y Doherty (2005). Rein et al. ( 1987) utilizó un prot.:edimiento diferente que involut.:ra la medición de absorbencia a 720 nm con una solución a 1O Brix antes y después de filtrarla. La turbiedad también puede ser medida con un medidor de turbiedad. Valores inferiores a 2.5 NTU (unidades de turbiedad en nefclúmetros) pueden esperarse para una solut.:ión a 25 Brix.

14.5.3 Control de la capa de espuma Es necesario controlar el espesur de la capa de espuma en el clarificador. Esto se puede efectuar subiendo o b:.\jando el nivel del líquido en el clarificador mediante la regulación de la altura de la esclusa de salida o manga ajustable. La capa de espuma debe ser tan delgada como sea posible para minimizar el tiempo de residencia. Se debe brindar sullciente tiempo para permitir que el líquido desagüe de la espuma. pero que no sea tan largo t.:omo para que los agregados comiencen a romperse y escapen de la capa de espuma. para luego salir arrastrados en el flujo de meladura clarificada. La capa de espuma no debe ser tampoco demasiado delgada como para que permita que una cantidad importante de meladura sea reciclada con la espuma. Generalmente la t.:apa de espuma se mantiene con un espesor de aproximadamente RO mm. Desafortunadamente no existe en la actualidad ningún transdut.:tor que pueda medir cnntlablcmente el espesor de la capa de espuma. La forma más fúcil de apreciar la altura de la t.:apa de espuma es mediante la inserciún de un tubo de vidrio (típicamente de SO mm de diámetro) a través de la espuma. tapo~ nando luego el orificio de
Rl!ji.•rcw·ia.1· ¡nig../(}7

4116

14 Clarificación de meladura

hasta una altura que permita observar el espesor de la capa de espuma en el tubo. En la práctica industrial, cuando el control del proceso no es adecuado ocurrirá cierto arrastre de llocs con la meladura extraída del fondo del clarillcador. Un instrumento que permita detectar esta situadón y reciclar meluduras que contengan arrustrcs de sólidos sería una herramienta valiosa para asegurar la calidad óptima de la meladura en todo momento.

14.6

Aumento de la remoción de color

Un mejoramiento adicional de este proceso puede ser logrado a través del uso de cal y el venteo de S0 2 • Dado que el precipitado que se forma fintará, no es necesario efcclUar una filtración posterior. La combinación de la sulfitación con la clarificación de meladura permite una rcmoci6n adicional de color. Estudios de laboratorio han indicado que con la sulfitación se puede lograr una remoción de color de la meladura de 20 a 25 %, mientras que sin sulfitación la remoción es 7 % (Rein 1988). Estudios posteriores a escala industrial, usando 2000 mg SO:Jkg DS, mostraron una reducción del color de la meladura de solamente 15 %. aunque la diferencia en el color de azúcar fue mucho mayor siendo 24 (;~} (Smirft et al. 2000). Esto conflrrna la evidencia previa de que el mejoramiento de color del azúcar es mayor que lo que sugiere la remoción de color en el clarificador de meladura. El consumo de azufre estú en un rango de 600 a 1400 mg azufre/kg de sólidos disueltos. Es posible utilizar 50 1 líquido, pero generahnentc los quemadores de azufre son una opción más económica. La incorporación de la carbonatnción y la clarificación de fundidos. denominada carhotlotación. fué introducida en el proceso de refinación de un ingenio con refinería en Zimbabwe (Smith et al. 2000). donde la espuma es retornada al clarificador de meladura en la casa de crudo. lion-.lun ( 1990) describen a la carbonotación como un proceso comercial de refinación. Este proceso constituye una opción atrnctiVil pnra el tratamiento de materiales fundidos en las refinerías. pero la carbollotación no ofrece ninguna

. ventaja sobre la clarificación normal de la producción de. azúcar cntLio (Rei 11 llJXR).' Una alternaliva para la sullitacilln Lie 1 es el uso de precipitantes de color Fst< 1 . · -. S son cadenas Lie pnliaminas, las cuales al ser, sobre ln meladura sin clarificar ,·,''''"'"'nt requiere de una aplicación en dosis bastante 1 das (por encima de 1000 mg/kg sólidos disueltos'), Otros nombres comerciales de este producto polyDADMAC (cloruro de dialil dimetil amonio) Prepagcn WKT IJ 180. Los precipitantes de color pueden ser socios titiles en el proceso de clarillcación de meladura. sin que se incrementen los costos de capitaL Sin embargo tienden a ser algo costosos y aumentan los ~.:ostos operacionales. por lo cual las dosis se deben buscando minimizar la cantidad utilizada para logmr la remoción de color requerida. No se ha publicado ninguna informacilÍn con respecto al tipo de color que es removido durante los procesos de clarificación por flotación. Godsfwll v C!arkc ( 1988) mostraron que los materiales colo~antes de elevado peso molecular se retienen prd'c· rencialmente en el proceso y terminan presentes e.n el anícar produciLio. Es muy probable que !a dan~ llcación de meladura remueva parte de este colnr de alto pesu molecular.

4117

Referencias Capítulo 14

Godslw!! y C!arke ( 19HH) in1t Adicinq'"u"c"l"o"s","·o·lorantes d: mL~Y. alto pesu mo. ,,, ·•soci
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or

12

(){))): !CU,\IS..\ t\kthods Book. Ver!ag Dr. A. Banens,

( pJ751: F!un:ulation ledmology in ~ugar manufac. ['ro~. Sugar !m!. T~chno!. 3-f, 22-32. Ell·in J. R.; !hinemmm H. Wll.; l'orragt' !~R.: R¡¡nt/e!l wmm••"·•:- snup dariJkation for impmving sugarqua!ity and l'roc. 1;1t. Soc Sugar Cane Techno!. 16, 2797-2810. T.T. ¡!9H()): Complete syn1p dmilication al Davies Hanwktw Sugar Cornpany Haina facwry. Rept. Hawaiian Sugar Tedmo!. 39. l Ll·! lfl. /J: Rdn f~W ¡2006): I\umerica1 ~lutly of the llow in nir i]ollllion ~yrup clarilicrs. Proc. S. A fr. Sugar Tcchnol. A~s.

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409

4118

CRISTALIZACIÓN

Fundamentos de la cristalización Solubilidad y sobresaturación

satur:.~Ja Je sacarosa, se encuentennodinümico con la fase sólida de y contiene alrededor de dos partes de sacacada parte de agua a temperatura ambiencinco panes de sacarosa por cada parte de 00 T. Para cristalizar la sacarosa se requiesu concentrat:i(m por encima de aquella coa una solución saturada. y llevarla en 1 y con precisión a la concentra~:ión para lograr la cristalización deseada. Por importante establecer lu concentración de en solución saturada bajo las condiciones

l se acepta que la ecuación de Charles re¡'fC>icnla adecuadamente la solubilidad Je en soluciones puras entre O y 90 oc:

: 0.117251 . 1 + 11.111121157. t'- 9.035.

]()-ó. ¡ 1

(!5.1)

Las Microondas para la Industria Azucarera proií-'lltec Thcisen GrnbH

Phone: (+49) 72 '13- 53 06-0 1 Fax: (+49) 72-13-53 06- 1 1 e-J"lail: iní[email protected] i www.pro-m-tcc.de

es la concentración expres<Jda como g g de solución saturada a la temperatura En varias publicaciones el primer término ecua~:ión ha sido utilizado incorrectamente La ecuación de Charles ha sido acepcomo también lo ha sido la ecua-

ción de \ill'rÍI/ec:: (Anon. 2005), que es válida en el rango de temperaturas de -13 a 100 "C. El coehcientc de saturación q~.at.p es la solubilidad de sacarosa pura en agua bajo condiciones de saturación, expresada corno g sacarosa/g agua. Por lo tanto:

e¡.s.n.p

=(11'

S

1!5.2)

lw 1\' )"H.p

Este también se pueúe expresar como: 11"S,,UI,p t¡S/W.p

(15.3)

100- ll's.,:u.p

El coeficiente de saturación es aplicable a soluciones puras de sa<.:arosa. Las soluciones que se presentan durante el proceso de la caña de azúcar son siempre impuras y las impurezas afe<.:tan la solubilidad de la sacarosa. El cocflciente de solubilidaú SC se utiliza para representar la relación entre la concentración de sacarosa en una solución saturada impura y la concentración de sacarosa en una solución pura a igual temperatura (con la conccntraci6n expresada como la relación entre sacarosa/agua). Este se dcllne como: SC= ( 11 ·s/~l'w),"t·'

lf;:n.i

Lll.p

q"'t.p

( ll's 1ll'w

(15.4)

Desafortunadamente existe cierta confusión con la terminología de la industria de azúcar de remolacha, úonde a este último término se le conoce como coeficiente de saturación ( l'l711 der Puel et al. 1998:650). Para una solución sobresaturada, sea pum o impura, el grado de snbrcsaturación se expresa mediante el coeficiente de sobresaturación y, calculado

Ncji:rcncia.\· ptig . ./62

15.1 .2 Nuclcaci6n y nccimicnto de cristales

15 Cristalización

410

dividiendo la relación sacarosa/agua de la solución sobresawrada por la relación sacarosa/agua de una solución saturada a iguales condiciones de temperatura y pureza (o relación no-sacarosas/agua). El coeficiente de sobresaturaciún indica si la solución es no saturada (y< l ), saturada (y= 1), o sobrcsaturada (Y> 1). Este se define como: H's

1\\'\\'

( 15.5)

(ws/ll'wL\l

15.1.2 Nucleación y cn,chnie,ntr• rl tales

t Capa de adsorción e

La solubilidad de soluciones puras de sacarosa se presenta en la Figura 15.1. El estado de saturm.:ión está representado por la curva Yp = l. Es claro que la temperatura tiene un fuerte efecto sobre la so]ubilüJad. La figura también muestra las curvas correspondientes a .\'p = 1.2 y 1.3. La región donde el coeficiente de sobresaturación est<Í entre 1.0-1.2 se conoce como región metacstable. En esta región los cristales de azúcar crecen sin que se produzca nudeación de nuevos granos de azúcar. Esta es la región Coeficiente de sobresaturación Yp = 1.3 1.2 A.2 donde la cristalización debe ser efectuada. La región comprendida entre 1.2-1.3 4.0 se conoce como región intennedia, donde los crista3.8 les pueden continuar creciendo, pero con formación 3.6 ~ de nuevos núcleos cuando ~ Evaporació11 hay presencia de cristales (ismerrnai 3.4 e o de azúcar. La región que se ;;; encuentra por encima de la r5 3.2 m curva de coeficiente de soo m m bresaturación 1.3 se conoce como región lübil: en esta [ij 3.0 -~ región se produce nucleae 2.8 ción espontúnea. ·Q Enfriamiento ~ Para una solución sub~ satumda que se encuentra en 2.6 cierto punto por debajo de la curva de saturación (A en 2.4 la Figura 15.1 ), la solución Solución subsaturada puede llevarse hasta la re2.2 gión de sobresaturación mediante evaporación a temperatura constante, o mediante so 70 so 60 enfriamiento manteniéndoTemperatura en oc se constante el contenido de Figur:t 15.1: Solubilidad de la sacarosa pura en agua t:n funcilitl dc la sólidos disueltos.

( 15.6)

.,¡.(c-e"'")

El crecimiento de los cristales complejo y se recomienda al lector cctnsul"" Pocl et al. ( 199R:653-670) para un haustivo del tema. Para propósitos pcc·ccctic·c,, de considerar como un proceso cint:tiLo de donde la fuerza impulsoru es el grado de ración. Las moléculas Je sacarosa en. , que esparcirse ó difundirse hasta el ser incorporadas en la estructura 1 1 Por lo tanto la proporción de cristalización Je estos Jos procesos. La Fi!!um ¡ :'i , capa límite a través de la cual las mt;l¿~ula. den. y una capa de adsorción sobre la.· cristal. Estos dos procesos pueden ser como:

Difusión

1

"'

~~~~,~

Cristal

. -1\· e·,. -(,.'~

(

)

1

( 15.7)

kD y k 11 son de las tasas de difusión y reacción su. ,·* v e son las concentraciones de . la (,- . ·q . . en ]a interfase sobre la superfiCie Jel cns. respectivamente. En realidad esto ,_:_¡,¡;,.,.,.¡,;n put:s el proceso de incorporala estrul'tura reticular del cristal consiste de · incluyendo adsorción sobre la capa migración a un sitio apropiado sobre la y adhesión a la estructura reticular. No e;tas dos t:cuacioncs se pueden combinar

·(c-e.) ''"

( 15.8)

( 15.9) estublecidn que a temperaturas < 40 oc el de incorporacitín sobre la superficie estú por la tasa de reacción. siendo kc; "" kw temperatura es> 50 oc la tasa de difusión proceso y kn"" kn. la práctica se ha encontrado que este no es proceso de primer órden, y que la tasa de se expresa mejor como:

·(c-e )" "'!

( 15. 10)

tiene un valor entre 1 y 2 cuando la Jireconcentración es pequeña, pero tiende a 1 a proceso de primer órden) cuando la difeconccmraciún es mayor. La constante de rcacciún kG depende de la temperatura de con una rt::lación tipo Arrhenius, la cual se como:

·cxp -E 2 ( fi·T

l

e"

Reacció~ superficial

'

(15.111

IUC'CUaci"ócn Res la constallle universai de gases K l J y T la temperatura absoluta.

t

o

g

~'e

o u

Solución

su¡x~dicial Jd cristal.

el área

l~~··~~

i e

~~~~L~

1

~

411

Interfase cristal/solución

Figuru 15.2: Represen ladón de difusión y reacción supcrticial duran le la cristalitadún

La energía de activación EA es más elevada a bajas temperaturas, correspondientes al proceso de incorporación superficial, mientras que Jos valores son menores en el rango Je temperaturas müs alto, donele la difusión controla la tasa de reacción. La Figura 15.3 presenta la variación de la energía de activación con la temperatura. Para el caso de cocimientos en evapocristalizaclores o ''tachos" el rango elevado de temperatura es m<Ís relevante. Mientras que una diferencia grande Je concentración promueve la velocidad de la cristalización,

60

40

20

0'------~----~----~~

o

20

40

Temperatura en

60

ac

80

Figura 15.3: Energía aparente de activación para crecimiemn de cristales de sacarosa (Lm·c 2002). 1 Energía de m:livaeiún para reacción de superficie: 2 Energía de activación tnlat para el proceso; 3 Energía de activación pam difusión volumétrica

Ntfcrellcitl.\' pá¡;.

-/ó~

15.1.4 Tasa de cristalización

15 Cristalización

412

se debe tener cuidado para asegurar que no sea tan grande que la wncent.raciún de la solución caiga en la región intermedia o lábil. Esto resultaría en formación de nuevos núcleos de cristalizadón, cultivando

cristales de menor tamaño que posteriormente afectan la separación de Jos cristales del licor madre.

La nucleaciún es un proceso complejo, que es innucnciado por muchos factores y difícil de controlar u predecir. Los procesos de cristalización deben evitar operar en regimenes de conccntracitln y temperatura donde pueda ocmTir nuclcación descontrolada. rw1 dcr Pnc! et al. ( 1998:650-653) han tenido

en cuenta los principales factores que controlan el proceso de nuclcación en la práctica.

15.1.3 Efecto de las no-sacarosas Los componentes en solución diferentes a lasacarosa, o no-sacarosas. tienen cLmu·o efectos significativos sobre la cristalización: Modifican la solubilidad de la sacarosa. El coeficiente de solubilidad generalmente es menor a uno cuando el valor de la relación no-sacarusas/agua es pequeño (ver ecuación (18.3) en Sección 18.1.1), pero cuando esta relación es más elevada el valor excede a uno, indicando un incremento de la solubilidad Ue la sacarosa. Reducen la proporción ó tasa de cristalización al reducir la velocidad del proceso de difusión debido a incremento de la viscosidad o por intenu> dón con cicrlas caras de la supcrllcie del cristal, inhibiendo así la incorporación en hl estructura cristalina. Afectan la forma o morfología del cristal. Esto es tú asociado con el punto anterior, pues algunas impurezas bloquean los sitios de cristalización de ciertas superficies, reduciendo el crecimiento de estas caras y por lo tanto cambiando la forma del cristal. Se conoce particularmente de ciertos oligosacüridos que son causa lie cristales alargados (More! (_/u Boi! 1991 ). Incrementan el espesor de la región metaestable que se presenta en la Figura 15.1, ampliando el rango seguro de condiciones de concentración y temperatura para el crecimiento de cristales. Los efectos de las no-sacarosas varían de una regilm de cultivo de caña a otra y de acuerdo al momento de la zafra. Generalmente son difíciles de medir o predecir.

La Figum l 8.1 presenta valores del de solubilidad. Estos son afectados ¡ . · por a no-sacarosas/agua y tambtén por la azúcares reductores/ceniza. El coe!icientc debajo ~: uno hasta valores entre O.R y 0. ' 9 la relac1on ~~-sacarosas/agua es tres. Esto que la solul11hdad de la sacarosa en
Pureza de lícor madre

<

_industrial _planta piloto

_ wcho conlinuo

99 99 99 72-RS 70-87 67-83 65-75 70-H5

,,m

15.1.4 Tasa de cristalización Las ecuaciones (15.8) y (15.12) pueden ser !izadas para estimar la tasa de cristalizat:iün se pueden efectuar suposidones adentadas el úrea de la superficie de t:ristalizat:itín promeliio. distribución de tamaño y fat:tores de ma). Sin embargo no existen valores cornr1robad de los parámetros disponibles que puedan ser \izados confiablemente. Otra aproximat:ión es el uso de información industrial t:ombinada datos obtenidos en plantas piloto y en el 1 rio para eslimar la tasa promedio lie i '1 globaL expresada como la tasa de crecimiento los cristales con base en mediciones del tamaño cristaL Lu1·e (2002) ha presentado resultados i: nibles en la literatura junto con datos obtenidos Tongaat-Hulett Sugar. Estos resuitaUos junto algunos datos recientes de Australia se presentan la Tabla 15.1.

300 H!J0/110 710/31 150 52-121 56 35-75 100-110

64--~0

BO

47-67 45-65 40-65 38-67

22

Esws cifras proporcionan solamente una aproxiEn esta ecuación lfNstw es la rc!acitín entre rosas/agua. Low~ (20m.) analizó los resultados rios investigadores y demostró que la ~:unstante es muy baja. estimando que debería tener un alrededor de 2.4. La forma de la et:LJat:Íón puede ser apropiada funcionalmente. pero no mucho acuerdo en cuanto a los valores a_,.," 11 ]e:i) dos con esta ecuación.

413

a las tasas de cristalización reales, debido a si!mientcs razones: L~1 pureza del licor madre puede variar ampliamente Jurante el desarrollo de cada cocimiento. Durante una parte del proceso, la evaporación y no la cristalización puede ser el factor limitante, de manera que la tasa de cristalización podría ser en promedio mayor que los valores presentados. Esto est<Í bien ilustrado en los datos lie Lionnet encontralios en la Tabla para cocimientos de re1\nería; la primeru cifra representa la tasa de crecimiento durante la etapa inicial del cocimiento, cuando la tasa de evaporación excede a la tasa de cristalización, mientras que la segunda cifra representa la tasa cuanlio el proceso est<Í limitado por la tasa de evaporación. El t:ontrol del proceso y en particular de la sobresaturación puede tener un efecto significativo. Los tachos que hierven mús activamente debido a buena circu\acilm brindan mayores tasas aparentes de cristalización. Existe una dispersi6n grande y variable del tamaño de t:ristales, la cual inlluencia significatiYamentc a los valores promedio. Esta dispersión se debe a variaciones en la tasa de crecimiento. que puedt: diferir en un órden de magnitud {\Vhiteetai.J9lJ8). propuesto que las tasa de crecimiento relativo t:ristales en una suspensión son depeildientes ... "'WIIfla' de los cristales ( White el al. J 998 ). La

20 20-25 lB

Wright (l!JH3) Uonnct ( 1999)

Limmct(1999) 1Vright(19R3) Miffer y Broadjiwt ( 1!J!J7) An:hibnld y Smirh ( 1975) Lo1•e (2002) Rn1at~(oor (2005) Brom!f'oot (2005) Archibald y Smith ( 1975) Wri¡.:ht ( 1983) Hmudfoot (2005) Arcltihald y Smith ( 1975)

tasa de crecimiento de cada cristal es una propiedad del mismo; algunos crecen müs rüpidamente y otros lentamente. y es esta propiedad la que conduce a la dispersión durante el crecimiento de los cristales.

15.1.5 Elevación del punto de ebullición El hecho de que las soluciones de sacarosa hiervan a mayor temperatura que el agua se discutió en la Sección 12.1.2. La elevación del punto de ebullición se presentó como una función del contenido de sacarosa en la Figura 12.1. la cual ilustra como la elevación del punto de ebullición es menor a medida que se reduce la temperatura. Esta infonnaci6n es presentada de manera ligeramente distinta en la Figura 15.4 en función de la temperatura de la masa cocida, con base en la interpretación dada por Ho/l'l'll a los datos de T!tieme (Chen y Clwu 1993:238). Saska (2002) señala que existen diferentes correlaciones disponibles para el punto de ebullición, pero que todas han sido derivadas de sólo dos investigaciones originales, una por Speng!er para remolacha y la otra por Thieme para productos de caña. Otros datos obtenidos por Batterham y Nur,gate ( 1975) han sido prácticamente olvidados, excepto en Australia. Saska efectuó estudios subsecuentes comparando sus mediciones con las correlaciones existentes, y propuso la siguiente relación para la elevaciün del punto de ebullición t!.th:

Rtfen•udos piÍg.

-/{¡:}.

414

15 Cristalización

15.1.5 Elevación del punto de ebullicüín

13 ; ,11.1"" 1

"'. )'"' (273+1")' [00~1~\'ns um "'

12

(jl1t.:, \!' IJS .se

rdlcre aquí a la concentración Jellicor madre; la clevaci6n del dr: ebullición no depende del contenido total en la masa cocida. Esta ecuación cubre '"'"""'ue ROS de 69 a 82 y un rango de temperaJisu~ltus

\-' e e

ill

~ .o

10

" ill ill

u

g

de 5H a 76 "C. La ecuación tiene forma simila e.:uacitín integrada de Clausius-Clapeynm,

9

e

suden~

D

o

o

u

8

o

o m >

ru

7

6

5

55

60

65

70 Temperatura de la masa cocida en

75

80

~e

Figura l5.4: Elevación del punto de chullkiún bajo conúicinncs de saturación para puren1s de 100, lJO, SO. base en Chc11 y Clwu ( 11)93)

11

60 e

·O

il o .o

que los exponentes úe los primeros deberían ser 1 y 2 rcspectivameme. El adicional de pureza induye el erecto de 50;flucioni:S impuras. PartietH.lo de esto. una prnpiedad útil de las so>. lodones de sacarosa es el hecho de que la elevación punto de ebullición es directamente propon:io!a nmcentración cuando se expresa como g de ;;;··so:nnJS:I disuelta/g agua. Por tamo. si una solución una elevación del punto de ebullición de 1O "C condiciones de saturación. para una sobresatude 1.2 !a elevación será 1:2 "C. Esta prnpiees utilizada para el control automático de los Án• 1¿111111 r,los·

D

¡¡¡

·(,,'',,,)'"'"

(15.13)

11

D

.

1

9

ill ill

u

o

" o o

ill u

Usuahnenle se asume que el efecto de tener ba\ i:Enun:zus es un im::rcmento en la clevacit'in del puncbullición. pero trabajos efectuados por Saska han mostrado un efecto opuesto de la purecomolo muestra la ecuación (15.13). Saska presentó sus resultados en el mismo formato Figura 15...1-. que es útil para la operación de los resultados se ilustran en la Figura 15.5. efecto de la pureza es bastante reducido. y los de elevacilln del punto de ebullición para so·•""''"""" puras snn mayores a temperaturas por enciaproximadamente 65 oc: los datos de Hu/ven hun sido publicados por Chen y Clwu (1993) ···•·· ""'"''''"" en promedio un incremento de elevación •• "' l"''"u de saturación de 1 "'C pur cada cambio de t de pureza; los datos de Saska muestran en promedio a\n.:dedor de la mitad de este efecto.

e

·O

G

m >

6

ill

w 5 '-----·--- ---------~

~

m

~

Temperatura de la masa cocida en

~e

75

Figura 15.5: Elevaáín úcl punw Ue ebullición bajo nmúici(\!1::5 de saturación para pureJas dt: 90. RO. 70 y 60 r;í·. con ba~t! en

Susko (2002)

Tamaño y forma de los cristales El tamaño de cristal del azLícar producido es imporque usualmente tiene que cumplir con

415

determinada especificación Lie calidad del consumiLior. El azúcar para consumo directo tiene un tamaño promedio entre 0.2 mm y 2 mm, dependiendo de los requerimientos del mercado, siendo producidos en la India los mayores tamaños de grano. El azúcar crudo para refinerías normalmente tiene que cumplir especificaciones de tamaño que faciliten una afinación eficiente en la refinería. Los cristales de tamaño más grande tienen menos área superficial por unidad de masa y son müs fáciles de procesar durante la centrifugaci(m debido a que la cantidad de película de miel sobre la superficie es menor. Sin embargo, con cristales müs pequeños se tiene una mayor área superficial, lo cual mejora la tasa de cristalización. Esto es particularmente importante para los cocimientos de baja pureza, donde el tamaño de los cristales se mantiene pequeño, típicamente alredelior de 0.2 mm para masas cocidas C. El tamaiio de apertura de las mallas de centrifugas se selecciona de acuerdo con el tamaño de cristal a ser separado. La distribución del tamaño de Jos cristales es también importante. La separación en las centrifugas se facilita a medida que la distribución del tamaño de cristal es más uniforme. Los granos finos en masas cocidas tienden a llenar espacios presentes entre cristales más grandes. produciendo una capa de cristales en las máquinas centrifugas que no se puede filtrar o purgar fácilmente. Adicionalmente, Jos cristales pequeños pueden pasar a través de las aperturas de la malla, resultando en un menor agotamiento de las mieles. La distribución del tamaño de cristales generalmente se caracteriza ulilizanlio el coeficiente de variación CV, que se define corno: CV=lOO·cr/c/"'

( 15.14)

donde d" 1 es el tamaño promedio de cristal y a la desviación estándar de la distribución. A medida que los cristales crecen, el tamaño promedio se incrementa y se espera que el CV se reduzca. En la pníctica el erecto de la dispersión de tamaño es evidente, resultando en cristales que crecen a diferentes velocidades. Esto contradice la tradicional ley de McCahe, que predice que el incremento de la longitud del cristal con el tiempo es independiente del tamaño Ue grano. La ley Ue McCa/Je conduciría a un mejoramiento del CV siempre que ocurra crecimiento de cristales. Whitc et al. ( 1998) demostraron

Reji.•rendo.1· ¡¡dg. -/{¡2

41fi

que existe una variación de las tasas de crecimiento de los cristales, que es fuertemente dependiente de la historia de cada cristal; un cristal de rüpido crecimiento continuara creciendo más rápido que el promedio, llevando a la conclusión de que los cristales de mayor tamaño tienen mayor tasa de crecimiento. En las masas cocidas A, el efecto neto es un mejoramiento (reducción) del CV a medida que se produce crecimiento de los cristales, pero en las masas de baja pureza los efectos de la distribución del tamaño son más fuertes, conduciendo a peores valores del CV a medida que transcurre el crecimiento de los cristales (Rei11 y Msimanga 1999). Es conveniente asumir que la distribución de tamaño del azúcar se asemeja a una distribución normal. El método común para determinación de la apertura media y CV por tamizado asume una distribución nonnal. Esta sin embargo es simétrica alrededor del valor promedio y por lo tanto puede incluir en ocasiones valores negativos de tamaño. Hoekstra ( 1985) utiliz6 una distribución exponencial negativa para el análisis de resultados de pruebas de tachos. Rei11 y Archibald ( 1989) usaron la distribución normal logarítmica, que representa mejor la distribución no simétrica e igualmente incorpora un valor promedio y un CV White et al. ( 1998) también demostraron que la distribución nom1al logarítmica es apropiada. En la industria del azúcar de remolacha se acepta a la distribución RRSB (RosinRummler-Sperling-Bcnllctt) como mejor representación de la distribución de tamaño ( \'(/// der Poel el al. 199~:10fi). Medición de tamaño de cristales. El tamaño de los cristales se puede medir de varias maneras distintas: El aztícar producido se puede secar y tamizar en una torre de tamices durante un liempo estándar. Para ello, el método ICUMSA GS2-37 aplica (Anon.2005). Con el método Pmras la aperlura media es un tamaño promedio basado en la masa y se obtiene como el punto correspondiente al 50 % en un gníllco de la masa de azúcar acumulada con respecto al tamaño de apertura. La desviación estándar se obtiene de la diferencia entre la media en el gráfico de distribución acumulada con respecto a Jos puntos 16 ó 84 (;'0. En algunas ocasiones se proporciona un tamaño de grano específico. Para esto se utilizan los resultados de una prueba de tamizado que permite

determinar un tamai'io "promedio'' en del área de superllcie (S ASTA 2005¡_ En algunos casos se mide únicamente , 1 nos'· como la fracción del azúcar que ~ _ • , .J 1<~sa a ves ue una ma 11 a ue apertura 0.6 mm , , 1 Tyler). La técnica de análisis digital de imügenes . haciendo popular, pues no se requiere riamenle que el aztícar sea separado y antes de efectuar las mediciones. Por ¡0 es adecuado particulamlCnte para las rnas¡L~ baja pureza. Las imágenes pueden ser das manualmente (wntundo y 1 les individuales) o automáticamente m:lizandrt software especialmente desarrolladt). Los res medios obtenidos corresponden a 0111111 ,(ll~: valores medios. Es posible reportar e1 medido o el diámetro equivalente. Elpntn<:roes. más apropiado para determinar e! potendal que un cristal pueda pasar a través de la malla de una centrifuga continua, mientras que el do puede ser más apropiado para los es
1

Factores de forma. La relación entre el tamaño del cristal (con diümetro característico de, y densidad p 0 .), área del cristal A y masa del cristal m requiere el uso de factures de forma:

m=a·pc,·d~,

417

15.!. 7 Contenido de cristales en masas cocidas

15 Cristalización

(!5.15)

A=P·d~r Se ha encontrado que el factor de forma rl tiene un valor de 0.34 (Lion11ct 1998). con base en el dcr de-

'!'·. blw. donde 1 y b son la longitud v co!llo ( _ de [os cristales. Bulmik y K(/(lfec ( 1992) 1 , un valor de a= 0.31. Lio11nct ( 1998) cakud factor de l'orrna ~es 2.9, resultando en una a!P = 0.116. Nótese que esta relación tiene de J/6 ú 0.1667 para esferas y cubos. Utiliwndn Jos \'~lores ~ropuestos por Limmc:, •• ( 15. 1J l y ( 1J.l6) pueden ser combt1 obtencr la siguiente relación entre el ürea la masa del cristal en kg: .

(15. 17)

ser calculada a partir de la densidad del cristal Pcr y la densidad aparente ph: (15.21)

Asumiendo que los espacios vacíos se encuentran ocupados por licor madre con un contenido de sólidos disueltos H'IJSJ>lt. y densidad P:o.JL' el contenido de cristal estará dado por:

,.''·"·' = (00.

(1- E). Pc.-+E·Pm ·ll'ns_m/100

der Pod et al. ( 1998:74) sugieren un valor de para la constante de la ecuación (15.17). ¿¡0111 wt (1908) demostró que los factores de pueden ser utilizados para definir la equivaentre las dos maneras de expresar la tasa de 'i>'cr:eci:nitJH<J. es Uccir la tasa de crecimiento lineal R1 mis y la tasa de crecimiento R expresada en kg/

sl: ( 15.1 8)

Contenido de cristales en masas cocidas Las siguientes dos ecuaciones permiten calcular contenido de cristales en g/ 100 g de masa cocida g/100 g DS: li'IIS ..~1.• • (Jl.\ru- JJ.\Inl)

(15.1Y)

(100~ /~\lol) (P\1" ~PII-rol)

(1()()~}~\lol)

(15.20)

Usualmente la cantidad de cristales en la masa enciJa es un factor limitante para el proceso de cristaliz¡¡ción. El contenido de cristal puede alcanzar valores tan elevados que la masa cocida se toma prácticamente en un sólido, por lo cual la cristalización debe interrumpirse antes de que la viscosidad de la masa cocida se torne excesivamente elevada. El límite Uel contenido de cristales puede ser ealculado. asumiendo que los cristales se encuentran en contncto entre sí y que los espacios vacíos esttín ~-rellenos únicamente por licor madre. En este Caso la POrosidad o fracción volumétrica del líquido E: puede

1\'c.-.DS = [ 00 · (

(1-E)·p,,

) 1-E ·pc.-+E·P:.rL

(15.22)

( 15.13)

Asumiendo que el licor madre tiene una supersaturacié>n de 1.05. el contenido de sólidos disueltos se puede encontrar en Bulmik et al. ( 1995). Ct'ílculos para dos masas cocidas de diferente pureza y a Jos temperaturas son presentados en la Tabla 15.2. La densidad de Jos cristales de sacarosa Pcr es 1587 kg/m 3 (Bulmik el al. 1995) y la densidad del licor madre se puede obtener de Tablas o correlaciones.

15.1.8 El proceso de cristalización La cristalización en las fábricas se produce baju vacío e involucra procesos simultáneos de transferencia de masa y evaporación. El vacío es necesario para mantener la temperatura a un nivel suficientemente bajo que permita minimizar la formaci6n de color y la inversión o degradación de sacarosa en el proceso. Al iniciar un cocimiento discontinuo o 'hatch', el licor se concentra hasta alcanzar la zona metaestable (Figura 15.1 ). La cristalizaci6n se inicia adicionando semillas muy finas en forma de suspensión ü sluny, las cuales proporcionan sitios de nucleación para comenzar la cristalización. A partir de entonces. la concentraci6n del licor madre se controla de manera que la cristalización ocurra sin disolver ningún cristal y sin formación de nuevos núcleos (falso grano). Para esto se requiere establecer suficiente área superficial de cristales y regular la alimentación del tacho para controlar la concentracüín del licor madre. Tradicionalmente este proceso se ha efectuado empleando

15 Cristalización

41X

15.2.1 Descripción de Jos esquemas de cocimiento

Tabla 15.2: Ciíkulos de contenido máximo de cristal en masas cocidas; la concentracil'in del licor madre y densidades se han estimado de acuerdo a Bulmik et al. (1995) Pureza de masa cocida Tempcrutum en

ac

DS del licor madre en g/100 g Densidad del licor madre en kg/m 3 Densidad aparente del azúcar en kg/m 3 Porosidad SOlidos en masa cocida en g/1 DO g masa cocida Contenido de cristales en g/100 g masa cocida Contenido de cristales en g/100 g materia seca

100

100

85

85

70 77.3 1369

fiO

70 79.7 1385

60 77.fi 1379

75.2 1363

900

900

850

S50

0.433 91.0 fi0.3 66.3

0.433 90.2 60.4 67.0

0.464 91.3 56.9 62.4

0.464

tachos discontinuos, pero recientemente se han introducido sistemas continuos. Sin embargo, la etapa inicial de cristalización se realiza aún de manera discontinua. En algunas ocasiones el proceso comienza partiendo de un magma o pie de templa, es decir una mezcla de licor y cristales de un cocimiento previo, evitando así el proceso de semillamiento.

15.1.9 Objetivos de la casa de cocimientos El proceso de cristalización en una fábrica de azúcar crudo debe cristalizar tanto azúcar como sea posible de la meladura proveniente de los evaporadores. El azúcar tiene que ser producido con la calidad requerida y el contenido de azúcar en miel final debe ser tan bt\io como sea posible, dado que cualquier azúcar remanente en estas mieles es una pérdida operacional. La cristalización se debe realizar en varias etapas para lograr reducir aceptablemente el contenido de sacarosa en miel final. Distintos esquemas de cristalización pueden ser utilizados para lograr estos objetivos. Las operaciones necesitan también ser conducidas de manera que se cumplan las metas de producción. Esto requiere alcanzar ciertas metas de eficiencia de cristalización, de manera que los equipos instalados no constituyan cuellos de botella. Al mismo tiempo se debe tener cuidado para asegurar que la cantidad de vapor utilizado en el proceso no resulte excesiva. Generalmente una cristalización eficiente minimiza el consumo de vapor. La calidad del azúcar es afectada por la calidad de la meladura a procesar, específicamente por su pureza. color y turbiedad. El esquema de cristali-

. de dos cocimientos. Es{luc 111 '1 . . 'ITI'I de tres coctmtentos, Esquc ' . 1,111 a de doble Emwurf, . EsqLc Esquema VHP (Very H1gh Poi).

90.4 57.0 63.1

zación se debe seleccionar para alcanzar ¡11 requerida a partir de la meladura a ser prcJCesada esquema óptimo es aquel que permite satisfacer calidad deseada con una mínima capacidad de pos instalada. Obtener una eficiencia de cristalización da implica la producción de la máxima cristales de azúcar en cada etapa de cnstalizacíón, La importancia de este aspecto se ilustraní en la ción 15.2.6. Un agotamiento elevado en cada minimiza la cantidad de masa cocida a ser da, lo cual a su vez minimiza el uso de vapor y capacidad requerida en tachos y centrifugus.

15.2

¡uuicntt:s esquemas de cristalización son 5 Los · ~omlinrnente para In producción ele azü-

Esquemas de de azúcar

La max1ma recuperación cristalización no puede lograrse en una sola Existe cierto límite del contenido de cristales se encuentra en el punto donde la masa puede Huir fuera del tacho. La cristalización detener antes de alcanzar este punto y la musa da debe centrifugarse para separar los cristales de la miel. Las mieles producidas contienen atín cristalizable y el proceso se repite, usualmente una o dos etapas adicionales para lograr un do üptimo de sacarosa. La pureza de la masa decrece sucesivamente con cada etapa. a meUida se remueve mayor cantidad de sacarosa. Varios quemas de cristalización pueden ser utilizados satisfacer la calidad de azúcar a ser producida acuerdo con la pureza úe la meladura.

Descripción de los esquemas de cocimiento Estos esquemas se ilustran en las Figuras 15.6 a Existen múltiples variaciones que pueden ser ,f?:;a!Jf~II·Cil1as dentro de cada esquema para satisfacer 'rotldicll1111:S particulares. Por ejemplo, la centrifuga(a!lnadtlnl de azucares By C puede ser pura producir azúcar de bajo color y cenizas "'"'"'""'", pureza de la meladura es baja; mientras que \;:¡¡¡ a:circui'acum Uc retornos de jarabe puede ser utilipara reUucir la pureza de la masa cocida cuando tic la meladura son muy elevadas. La elección del esquema de cocimiento afecta ;;;.lacantidad total de masas cocidas y la demanda de !¡¡f:¡~:!í; 1 ~para la cristalización. Cada sistema ofrece }~ ventajas y desventajas, pudiendo ser com" ,_.,,,,.,. únicamente bajo un rango de condiciones ';;:laramente ddinido. Una comparación de las cantide masa cocida y la demanda de energía con ;>tncsdifererl1es esquemas de cocimiento fué publicaBir/.:crr ( 1978 ). El número de etapas requerido para lograr el ,;")gorami,:n1o Uc la meladura hasta obtener la pure-

11

Esquema de dus e lapas de cocimiento

419

za de miel final depende en primer lugar de la pureza de la meladura. Las etapas de cristalizacitln y sus productos luego de ser separados se identifican usualmente con letras. La etapa de mayor pureza se denomina etapa A, que produce miel A y azúcar A. Las otras etapas se denominan B y C, pero en el caso de esquemas de dos cocimientos la secuencia se altera y solo se producen azucares A y C. En la práctica, resulta poco posible adherirse rígidamente a un esquema de cristalización durante toda una temporada de zafra. Las estaciones de cristalización son diseñadas con cierta tlexibilidad para poder tolerar variaciones de la calidad del suministro de meladura y del azúcar producido.

Esquemas de dos cocimientos. La principal ventaja de los esquemas de cristalización de dos etapas de cocimiento (Figura 15.6) en comparación con los esquemas de tres etapas es la simplificación de la estación requerida al eliminarse la etapa B. No obstante, este esquema no afecta apreciablemente el volumen total de masa cocida a ser procesada, y por tanto tampoco la capacidad requerida de los equipos en la estación de cocimientos. La miel A se utiliza como jarabe de alimentación para la masa cocida C. La masa cocida C se centrifuga en máquinas continuas y el azúcar C se hace magma con una pureza de aproximadamente 85. El azúcar A se cristaliza a partir de meladura utilizando al magma C como semilla. La masa A debe ser agotada en su totalidad en los tachos y en los cristalizadores por enfriamiento para obtener una caída de pureza de al menos :20 puntos entre masa cocida y miel de purga de primera. No se debe permitir que la pureza de la masa A llegue a exceder 80-82 si se quiere que la caída de pureza entre masa A y miel final pueda alcanzarse con dos etapas de cocimiento. En caso de contar con purezas de meladura elevadas, se hace necesario recircular mieles A sobre la templa A: este esquema es más apropiado para meladuras de baja pureza. La cristalización a partir de masas A de pureza relativamente baja produce azücar ele color relativamente elevado. Por esta razón el esquema de dos cocimientos no debe ser empleado en fábricas que cuentan con una refinería al final. Perk ( 1973) también reporta que la recirculación continua de no-sacarosas con la repetición del cocimiento de material conduce a tener masas cocidas excesivamente "adherentes".

fú:(etl!llrias f11Íg. -lti~

15.2.1 Descripdún Je los esquemas de cocimiento

15 Cristalización

420

421

para granulación

Figura 15.8: Esquema M1el B

Figura 15.7:

do~

ble Einwurf de tres etapas de cm:imicnto

Esquema

convencional de Lres etupas de cocimiento pura producir azúcares A y B

Esquema de tres cocimientos. El esquema más comúnmente empleado es el tle tres etapas de cristalización. donde se obtienen azucares A y B para la venta. Este esquema se representa en la Figura \5.7. El azúcar A se cristaliza a partir de meladura utilizando como semilla un magma que wnsistc de azúcar en agua (o jugo clarificado) con pureza alrededor de 85. Por lo tanto, la masa cocida A tiene una pureza cercana a la de la meladura. La masa cocida A se centrifuga para obtener un azúcar A con pol relativamente alto (98-99 oz¡ y miel A con una pureza alrededor de 10 unidades por debajo de la

e

pureza de la meladura, El azúcar B se cristaliza a partir de mieles A (pureza 60~70) y meladura. utilizando como semilla el mismo magma de azúcar C para iniciar la masa cocida R La masa B se centrifuga utilizando máquinas discontinuas. obteniendo azúcar B con poi entre 97~98 "Z que se mezcla con el azúcar A para ser despachados de la fábrica, El pie de templa para la semilla C consiste de una mezcla entre miel A y meladura con pureza alrededor de 70 o sencillamente miel A con pureza entre 60 y 7(t Los cocimientos de masa C se alimentan cLm miel B. La masa cocida e es centrifugada usando máquinas continuas para obtener azúcar e y miel final. El azúcar C. con pureza alrededor de 85, es mezclada para formar el magma que se utiliza como semilla para las etapas de cristalización A Y R La pureza de la masa cocida B es mayor que la pureza de la miel A debido en parte a la influencia del scmillamiento con magma C. pero también a la adición de meladura a la masa B para reducir la

viscosidad. La pureza debe mantenerse en el de 70~ 75 para obtener azúcar B alr~dcdor de con cristales relativamente grandes y una ca 1rat:id¡~· aceptable en las centrifugas discuminuas. La pureza de las masas cocidas B lleva a una relativamente elevada de la miel de purga de da, lo cual a su vez incrementa la pur~za de < cocida C y la pureza de las mieles !inales, Esta principal dcsventuja de este esquema.

Esquema doble Einwurf. Este se conlJ(:e ''n algunas ocasiones como el esquema de ''doble ma" o esquema eBA. El esquema tiene tres de cristalización y utiliza azúcar C como para el azúcar B de la masa cocida B. y al · como semilla para el azúcar A de la masa ''"''"'" A : El azúcar producido para la venta es de un solo (Figura 15.8). La preparación del azúcar Ces que en el sistema de tres cocimientos y la se centrifuga en máquinas continuas, El azúcar mezcla con agua o jugo clarificado para que se utiliza como semilla para el azúcar B. El azúcar B se cristaliza alimentando '"'i"'""' se centrifuga en máquinas continuas. Con d . B también se hace un ma!!ma B. El azúcar A se cns-· taliza alimentando melad:m.t y usando .:omo semilla ma!Ima B, para ser luego centrifugada en dis~ontinuas. Cualquier exceso sea de ankar B oC se disuelve y es retomado a la meladura .:omo rial redisuclto ó refundido. Las ventajas del sistema son primero la ción de un sólo grado de azúcar de buena culid;lú••f segundo el uso de máquinas centrifugas

, masa cocida B. Las ventajas de este esquema Rodrigue~ (1980). Este eses adecuado para los tachos continuos. que ser alimentados directamente con magma, · preparal'itín de semilla en lrlchus discontiEstc esqu~rna ha sido utilizado para este proReunión y Sudáfrica. "" t:uuuutul del azúcar producido es mejor que la con el esquema convencional de Lres cocipcro el color y el contenido de cenizas son ·que con d esquema VHP, debido a la prcdcl azticar e usado para nuclcación del azú. La principal desventaja es una mayor pureza masa cocida B debido al uso de magma como 1· Adicionalmente, el control del tamaño de de los azucares B y C es crítico para evitar disolver excesos de azúcar.

sido discutidas por

El volumen total de masa cocida a ser cristalizada es mayor que con los otros esquemas. pero en la práctica se ha encontrado que no se requiere capacidad adicional de equipos debido a la rápida cristalización de las masas cocidas A.

Esquema VHP. Esta modificación del esquema de tres etapas de cocimiento es ampliamente utilizada en Sudáfrica para la producción de azúcar de Muy Alta Polarización (VHP), entre 99.3 y 99.5 (Figura 15.9). Este esquema fue utilizado en Hawai para producir azúcar de bajo color que sería procesado en una refinería. Es también el esquema utilizado para producir azúcar blanco directo o de plantación, Todo el azúcar C es disuelto en agua o jugo clarificado y retornado al tanque de meladura como refundido. El azúcar e tiene pureza de 81-85 y se

oz

Reíundido

fv1iel A

Figura 15.9: Esquema VHP o de refundido parcial para In prmlucción de Hi'.tÍCar de alta calidad

422

15 Cristalización

obtiene utilizando máquinas centrifugas continuas. El azúcar B se produce semi liando una mezcla de mieles A y B {o meladura si es necesario) con pureza entre 60-70 y alimentando al cocimiento con miel A. La masa cocida 8 se centrífuga usando múquinas continuas para obtener un azúcar de pureza alrededor de 90 a 92, con la cual se hace magma que será utilizado como semilla para la etapa A de crista~ lización. Cualquier exceso de azúcar 8 se disuelve y retorna al tanque de meladura como refundido. La masa cocida A se centrifuga utilizando múquinas discontinuas y el azúcar A es el único que sale de la fábrica como producto. Algunas fábricas que cuentan wn refinería han reemplazado a las centrifugas discontinuas con máquinas continuas debido a que el azúcar es disuelto inmediatamente para la refinación y el tamaño de grano no es importante. Las principales ventajas de este esquema de cristalización son una buena calidad del azúcar A producido y una baja pureza de la miel C, con lo cual se facilita obtener un buen agotamiento de las mieles. Una variación del esquema VHP. que involucra el uso de magma de azúcar C como semilla para la masa cocida B y la disolución de todo el azúcar B para reducir el color Jel azúcar A ha sido descrita por de Robil/ard y ¡·an Hengel ( 1984).

15.2.3 Cálculos y balances de la estación de cocimientos

15.2.3 Cálculos y balances de 1, ., d . . a CIOll

e COCillUentos

Para determinar la cantidad de n1,_,.¡ • ,. 0 . l los dtferentes grados y los rec¡ucrimicntOS ·'llC es esencial contar con un balance de !a . . Al gunos ca·¡ culos büsicus son 0 coc1m1entos. dos para efectuar estos balances. Tndos estos los asumen que no hay pérdidas de saL:arosa proceso.

nl
Fórmula S]ilL Esta es útil para calcular e! brado de sacarosa. Se parte de 1 kg de súlidos tos en el jugo/meladura de pureza Pr que aztícar de pureza P .s y miel de pureza p .\].,]' Se asigna x kg a los sólidos recuperados en azúcar. Por lo tanto (1 -x) corresponde a los en las mieles y el balance de sacarosa scni:

¡. PJ

=X· P.~

: . .r

+(1- .r)·

P.\1011

(P5 -P1)

(Ps- Pr,¡ 0 ¡)

Frecuentemente se utiliza para calcular las cantirdativas entre dos corrientes, como es el caso

P¡ -P\!ol

' ' " '''"'"'" y mieles. que son requeridas para lograr

~~~-

PJ\1011

El recobrado de sólidos en azúcar eX-presado en es: p- P.

~!ol

·100

15.2.2 Comparación de esquemas de cocimiento

IOO·.t

En resumen, el esquema de dos cocimientos es adecuado para procesar meladuras de baja pureza (<82). El esquema de tres etapas de cocimiento es el mús común para la producción de azúcar en el rango de 98 a 99 oz y requiere la menor capacidad de equipos, pero necesita un cuidadoso control de las purezas para lograr una pureza de la masa e suficientemente baja que facilite el buen agotamiento de mic\es. El sistema doble Einwurf simplilica las operaciones y permite producir azúcar de mejor calidad y lograr mejores agotamientos de lus mieles. El sistema VHP se usa cuando se quiere producir azúcar de la mejor calidad; este requiere una mayor capacidad de equipos, pero es fácil de operar logrando azúcar de buena calidad y mieles de baja pureza. Se requiere también m;.ls vapor, pero en tém1inos generales para lograr mejor calidad del azücar es siempre necesaria m<Ís re-fundición y se tiene mayor consumo de vapor.

El recobrado de sacarosa RS en e;;; es:

J

pureza predeterminada de la mezcla. Por ejemIascan.lidadtcs relativas de una semilla de pureza mieles de pureza 50 que son requeridas para 'iicnlculaoJos corno se presenta a continuación: 5

55

R=P,·xlllll ,)

:. R_\.

~

50 '

ps ·(~-

pMol)

-

?~ 1011 )

P1 • (P.~

·100

Esta es la fórmula S.JM. Una forma más la ecuación representa las purezas con los ces, donde es fúcil observar porque se denomina está relación como la fónnula S./M: S(.I-M) Recobrado de sacarosa R5 = .1 (S_ k/ J

Para que esta relación sea precisa, es necesario \izar purezas reales. En la mayoría de casos en sencia de purezas reales se recurre a utilizar aparentes.

"'',

crito por l'all der Poel et al. (1998:1063) y Birkett ( 1978). Una metodología para el balance también se puede encontrar en Bubnik et al. ( 1995:336). Lamayoría de procedimientos de cálculo requiere especilicar el contenido de sólidos disueltos y la pureza de meladura. azúcares A, B y C, y masas cocidas B y C; además del contenido de sólidos disueltos en la masa cocida A. Adicionalmente se deben especificar también las purezas de las mieles, o alternativamente el agotamiento o contenido de cristal de cada masa cocida. Estos cálculos asumen que no se presentan pérdidas de sacarosa químicas o físicas y que no se pierden o forman componentes de no-sacarosas. El punto de partida es el uso de la fórmula S.JM para calcular las cantidades de azúcar producida y de miel C. Entonces, la cantidad de masa cocida C puede ser calculada. Dependiendo del esquema utilizado, los cülculos son ligeramente distintos a partir de este punto. Las hojas de dlculo son muy apropiadas para manejar este tipo de operaciones. Una comparación de las cantidades de masa cocida obtenidas con Jos diferentes esquemas de cocimiento se presenta en la Tabla 15.3. Para propósitos de comparación es necesario reducir a algunas suposiciones. Así, se asume que en todos los casos se produce aztícar crudo de igual calidad con 99 oz. También se asume que las purezas de la masa cocida C, el azúcar e y la miel e son las mismas en todos los casos. El agotamiento alcanzado en los cocimientos A y 8 se dellne por el contenido de cristal, que es relacionado con la pureza de la masa cocida usando la siguiente relación: ll'cr.DS

10

2

15

3

Contenido de cristal en la masa cocida. El grade cristalización logrado en cada etapa de cocise expresa comúnmente en términos del conde cristal en la masa cocida. Este se calcula deucucTdo con las ecuaciones (15.22) y ( 15.23 ), que relacionan la pureza de las mieles con la pureza de 'la mas¡¡ cocida. Las implicaciones del contenido de Y su relación con el agotamiento se discutirán la Sección 15.5.5. ~ Balances de masa de la estación de cocimientos, El procedimiento para este cálculo ha sido des-

423

= Ü. 78 · P,\la

- 1{)

(15.28)

Esta se basa en la experiencia Sudafricana y considera el hecho de que con mayor pureza de la masa cocida se hace posible obtener mejores agotamientos. En el caso del esquema de dos etapas de cocimiento, la pureza de la masa cocida A tiene que ser reducida para lograr la pureza de miel e requerida: la pureza requerida se calcula utilizando esta ecuación. La cantidad producida de masa cocida Ces igual en todos los casos debido a las purezas especificadas. El sistema de tres cocimientos produce la menor cantidad de masa A+ 8, seguido de cerca por el sistema de dos cocimientos. El sistema YHP produce aproximadamente 20 9c más que el sistema convencional de tres etapas. El sistema doble Einwurf presenta un incremento de 38 % en la cantidad de

RcjL•rclldas prig . ./62

Tabla 15.3: Comparación de la cumidad de masas cocidas y purezas u partir del balance de masa de cu·¡¡ tl". ' ro 1lcp esquemas de cncirnicntn. basado en 100 t DS en meladura de pureza R5. Los valores asumiLlos se prc~eman '-'Ole:; 1 negrilla. El contenido de cristal de las masas cocidas A y B se calcula a partir de la ecuacitín ( 15.28¡. Dos

cocimientos Masa cocida A

l'vliel A

Azúcar A

Miel B

Azúcar B

Miel

e

Azúcar C

Azú.:ar pnlducir.Jo

134.H Y9.0 H6.3 57.3 66.4

151.1

94.1

111.0 77.H 50.7 ó5.1

69.1 84.9 5fi.l 66.0

7J.3 55.0

40.3 65.ó

55.H

Cí7.'J

56.4 fífi.7

77.R 99.3

53.9 99.3

77.R 99.3

77.H CJ9.J

66.2

36.9

48.1 73...1-J.7.2

~6.X

t/100 tos

50.4 36.6 72.7 -t6.7

Cantidad de sólidos

tos

26.fi

Pureza

!;(}

4R.R

35.0 -1-9.6

-1~.5

Cantidad de sólidos Pureza

,.....

99.3

34.R 90.0

IR.H 4JH.H

Contenido de cristal

t/100 LOS

Agotamiento

t;¡.

Cantidad de sólidos Pureza

t

Cantidad de sr)lidos

tOS IJ_.

Cantidad de !>úlidos Volumen Pureza Contenido de cristal

DS

['/

·'

tOS mJ

,.....

tos

23.9

Wts H5Ji 5fi.8 663

66.7 -c~~.o

111.0

105.R

147.1

1~5.3

CamiJaJ de sólidns

tos Ci d'

55.0

37.ú 27.0 55.0

37.6

m~

37.6 27.0 55.0

37.6

Vulume Pureza Contenido r.Je cristal

t/100 tos

30.8

JO.M

30.~

Cantidad de súlidos Pureza

tOS t;;,

"'

CanLir.larJ Jc sóliJos

tOS

[5.3

15.3

15J

",,

15.3

Puret.u

84.0

84.11

84.11

84.11

Cantidad de sólidos Pureza

t DS {;;,

78.0 99.3

78.0 99.3

78.0 99.3

n.o

masa cncida; sin embargo este valor es engaiioso, pues tanto los cocimientos de A como de B comienzan con un pie de templa bastante desarrollado que representa una fracción significativa (-25 %) de la masa cocida producida. Para propósitos de comparación algunos parámetros de la Tabla 15.3 se han mantenido iguales. En la práctica, las purezas de la masa cocida e y el azúcar e serían nonnalmente mayores con los esquemas Ue

35.0

o50 i

040~

o20

~-----+------'

t:::-=-===-....-=-::::::::::',,__

0ao

o-..__

90

-82.5 85 87.5 Pureza de la meladura en %

0 tv1asa cocida C. 111 Dos cocimitmtos· A, ;. Tres cocinm::ntos: A, A Doble Einwurí: A

ct

VHP: A,

+

Tres cocimientos: 8, Doble Emwurf: B,

<S> VHP: B

f[nUrtl !5.1tl: CantirJarJes de masa cncida producida con "' esquemas de cm::imiento en función de la pureza

IR.2

m'

~7.0

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o.so¡lJ.________.,_.,~-~--~-~

tOS q.

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• 40 ¡

tOO~~

m.l

!\·lasas cocidas A+ B Volumen Masa cuciJa C

Dnble Einwurf

Volumen

Pureza Masa cm: ida 8

Tres cocimientos

Cantidad de sólidos

Pureza

415

15.2.5 Efecto en color del azúcar

15 Cristalización

424

~7.fJ

55.11 JO. S

22.2

22.2

22.2

35.0

35.0

35.0

4)'.1.3

dos y tres etapas de cm:imiento. mientras que serían menores para el caso del esquema VHP. At!iciona!mente, los casos VHP y Doble Einwurf pmducirían seguramente azúcar t!e mayor pureza. La cantidad de masas cocidas produciUas tat!a significativamente por la pureza de la meladura que alimenta a la estación de cocimientos. La Figura 15 . 1O ilustra el efecto sobre la cantidaLI t.! e masa cod· da con los Uiferentes esquemas de cocimiento.

Erecto de las diferencias entre poi-sacarosa y entre Brix-sólidos disueltos resultados de los balances de masa son afccladns por la precisión de las mediciones. Los asumen el empleo de datos reales de maseca. sólidos disueltos y sacarosa. Estas cifras ·generalmente no están disponibles y en su lugar se emplean RDS (Brix) y poi. Esto conduce a diferencias aprel:iables . particularmente en los materiales finales de menor pureza. En caso de utilizarse meúíciones de Brix con aguja, los resultados pueden resultar siendo irrelevantes. En casu de que solamente se disponga t!e datos de RDS y poi. se puede efectuar una estimación de los sólidos reales y el contenido de sacarosa con las siguientes ecuaciones:

"n' ~ rws ·[ 1-IUJ0066 . (rws w, ~ RIJS- II.H74. ( RIJS- poi)

poi)

J

(15.29) (15.30)

La ecuación ( 15.29) fue propuesta por Love (2002a) la ecuación ( 15.30) se deriva de datos obteilidos el Instituto de Azúcar Audubon.

15.2.5 Efecto en el color del azúcar Es posible incluir al color en el balance de los cocimientos, siempre que se conozcan o puedan asumir los factores de transferencia o partición t!e color para cat!a etapa de cocimiento. Un ejemplo de estos cálculos es presentado por Wright ( 1996). En términos generales. los resultados muestran que el color del azúcar se puede reducir mediante el incremento de refundición de azúcar, lo cual a su vez requiere una mayor capacidad en la estación de tachos e incrementa el consumo de vapor. Wrigllt demostró que el sistema VHP puede producir azúcar con un color 3.5 % por debajo del sistema convencional de tres cocimientos para azúcar de la misma pureza b::~o condiciones Australianas. En la prá~.::tica el sistema VHP permite obtener azúcar de mayor poi y con una reducción significativa de color. El color del azúcar es en gran parte función del color de la meladura a partir de la cual se cristaliza, aunque el proceso de cristalización realizado y las características de circulación de los tachos tienen también un efecto importante pero menos significativo. El color es tú determinado por la cantidad de película de miel que queda sobre los cristales (Sección 23.1.6). La intensidad del lavado de azúcar en las centrifugas tiene un gran efecto sobre esta película, que se puede remover mediante afinación. El color de los cristales afinados usualmente se encuentra en el rango de 0.025 a 0.05 veces el color del licor madre, pero dependiendo de la masa cocida y las purezas del azúcar, el color total del azúcar tiende a estar entre 0.05 y 0.15 veces el color de la masa cocida. Se ha dado a conocer que la transferencia de color a los cristales Ue azúcar es mucho menor en fábricas que utilizan sulfitación.

15.2.6 Efecto del agotamiento de la masa cocida y el rendimiento de cristales El agotamiento que se logra en los cocimientos de alta pureza, particularmente el de masa A, tiene un ere.:to sustancial sobre la cantidad total de masas cocidas. Es importante obtener el máximo agotamiento . que se logra al tener el máximo contenido posible de cristales en el primer cocimiento. El efecto del contenido de cristales en la masa cocida

Rcj'erendas f!lÍg. -162

426

A sobre la cantidad de masa cocida A se ilustra en la Figura 15.1 l. El cfeclo del agotamiento de la masa cocida B es mucho menor que el efeclo del agotamiento A, pero es aún importante. Un elevado agotamiento no sólo lleva a menores cantidades de masa cocida y por consiguiente menores requerimientos de capacidad en los tachos, sino que también conduce a menor recirculación y por lo tanto menor degradación y pérdidas de sacarosa durante los cocimientos.

~

o 1.2

~e

<{

Existen únicamente tres factores que influencian la cantidad de masa cocida C a ser procesada: l. El más significativo es la pureza de la meladura suministrada a la estación de evapo-cristalizadores; la cantidad de masa cocida e es directamente proporcional a la carga de impurezas, es decir a (1 00 - PSn). Este efecto puede ser observado en la Figura Í5.10. El segundo factor más significativo es la pureza de la misma masa codda e; una menor pureza de la masa e conduce a menor cantidad de la misma. Esto puede observarse en la Figura 15.12, para las condiciones que se asumen en la Tabla 15.3. 3. La cantidad de masa cocida C es afectada en menor grado por la pureza del azúcar e que se recicla a los cocimientos de alta pureza. Esto también puede ser apreciado en la Figura 15.\2. La cantidad de masa cocida e no es influenciada por el esquema de cocimientos empleado. excepto por el hecho de que Jos esquemas de tres cocimientos no siempre pueden lograr una pureza de la masa cocida B suficientemente baja. Jo cual afecta el límite hasta el cual se puede reducir la pureza de la masa cocida C. La cantidad de masa e puede ser sin embargo afectada por la formación de no-sacarosas en la casa de cocimientos, con lo cual se incrementa la carga efectiva de impurezas.

15.2.8 Capacidad y requerimientos de vapor La capacidad nominal de diseño requerida en los evapo-cristalizadores se puede calcular a partir de las cantidades de masa cocida esperadas y la du~

1.0

~

0.8

15.3

Evapo-cristalizadores discontinuos

15.3.1 Tipos de evapo-cristalizadores

u

8 0.6 ~ ~

E w

04

5H.6 65.()

u u o u

0.2

"'

o

o

u

15.2.7 Factores que afectan la cantidad de masa cocida e

Requerimientos de vapor en toneladas para

'';~~~;ml.wdif,,,,,,," esquemas de cocimiento ilustrados en 1 base en lOO t DS en la meladura

w

u

4:!7

15.3 Evapo-cristalizadores discontinuos

15 Cristalización

50 51 52 53 54 55 56 57 58 Contenido de cristal en masa cocida A en g!JOO g

0~

Fig~ra 15.11:

Efecto .del contenido de crbtal en ma~;¡s coctdas A sobre la canttdad de masa cocida. para ~i,t;:rna:; de tres cocimientos convencionales y VHP

~

050

o

u

80

m

":S E

~e w

0.40

0.30

u o u

.ª

O.ZO

m

1'w

u u

0.10

~

:g

e "

u

0.00

45

60 65 50 55 Pureza de masa cocida C en %

22.5

17.5

~7.7

23.7

17.1

()().4

16.3

17.1

()()_()

de tachos entre 1.15 y 1.3 se aplica a la evaporación calculada para tener en cuenta pérdidas de vapor y de c-alor, adiciones de vapor a tanques de acondiciona~ rniento de mieles. sopludo de los tachos y conductos, y la adición de vapor en las centrifugas. Un valor de ÍJ aplicado a la cantidad de vapor brinda una estiH mación conservadora. Para los cocimientos de alta pureza se pueden utilizar menores valores. Los requerimientos de vapor para los cuatro diferentes esquemas de cocimiento que se presentan en la Tabla 15.3 se han calculado utilizando un factor de tachos de 1.25 para todos los cocimientos y losrcsulwdos se presentan en la Tabla 15.4. Dado que la cantidad de vapor requerido es esencialmente proporcional a la cantidad de masa cocida a procesar, todos los factores discutidos anteriormente que afectan lu cantidad de masa cocida afectan también a la demanda de vapor. Los requerimientos de vapor pueden ser reducidos limitando la cantidad de agua utilizada en la casa de cocimientos pamel mnYimientn en tachos, en las centrifugas y en !a dilucit'ln de mieles.

A través del tiempo se han empleado muchos tipos de evapo-clistalizadores discontinuos, partiendo del diseño original introducido por Howard en 1Sl3. Estos han evolucionado con el tiempo gracias a una combinación de experiencia. sentido común y ciencia hasta llegar a una geometría básica relativamente estándar, con forma cilíndrica vertical, que utiliza calandrias de tubos verticales. donde vapor o escape se condensa sobre la superficie externa de los tubos. Varias geometrías y tipos de evapo-cristalizadores utilizados en el pasado han sido descritos por Tmmp ( 1936) y H11got ( 1986). Los tachos que se utilizan en la actualidad son caracterizados de acuerdo a su forma: las variaciones encontradas generalmente en las fábricas de azúcar de caña se encuentran cubiertas en los esquemas presentados en la Figura 15.13. La característica rnás distintiva de Jos evapot:ristalizadores es la calandria. El diseño más común incorpora una calandria con placas de tubos horizontales. Nonnalmente se utiliza un único conducto de descenso o 'tubo central' rodeado por tubos verticales, lo que constituye un diseño efectivo de constmcción simple y baja demanda de mantenimiento. El diámetro del conducto de descenso es de 30 a 50 % del diámetro de la calandria, usualmente alrededor de 40 % en tachos de circulación natural. mientras que tubos de descenso más pequeños pueden ser utilizados en tachos con circulación forzada.

Figura 15.12: Cantidad de masa cocida e en función Je la pureza Je la masa cocida e para purezas d.: :micar de RO a 88 Separación de vapor d

ración de los cocimientos. Es importante tener en cuenta posibles variaciones en !u pureza de la me· ladura durante la zafra, dado que esto puede tener un efecto sustancial sobre las cantidades de masa cocida, como In presenta la Figura 15.1 O. Una vez que las cantidades y Jos contenidos de sólidos disueltos de las masas cocidas y de !u relaóón meladura/mieles alimentadas se havan estabkcido, el cálculo de la cantidad te6rica de. vapor rt?querida es relativamente sencillo. En la práctica, un factor

fc~(-;:~:T);"'-c''C'-ci--

Calandria de placas mclinadas: ensanchanHemo cón1co

íondo cónico

'

Calandria flotante: paredes laterales rectas, fondo toroidal

1.5~3.0

m

Altura de la masa cocida (templa) 1.25 m 0.7-1.2 m Tubosd=Ol m

Calandria horizontal plana: paredes laterales rectas, fondo "W"

Figuru 15.13: Di~eñns de evapo-cristalizadores discontinuos

R~:fáe11cias

plig. -162

15.3.3 Diseño de evapo-cristalizadorcs continuos

15 Cristalizad{m

Algunos diseños antiguos de evapo~cristalizado­ res utilizan placas de calandria inclinadas, con pendientes entre 10" y 25" respecto a la horizontal. Esto implica mayores costos de construcción. La placa de tubos superior es horizontal en algunos casos. Los tachos de calandria tlotante cuentan con el conducto de descenso localizado sobre la regiún anular externa. A pesar de que estos se desarrollaron con la intención de mejorar las características de circulación. mediciones basadas en el uso de radioisútopos trazadores demostraron que el tubo de descenso central convencional se desempeña mejor

(Wright 1966). Se ha venido presentado una tendencia de diseño de tachos con baja cabeza de masa codda para mejorar la circulación. Los tachos de baja cabeza son particularmente valiosos pura el cocimiento de las masas cocidas más viscosas de baja pureza. Algunos diseñadores han adoptado un ensanchamiento cónico Uel cuerpo del tacho por encima de la calandria. buscando incrementar !a capacidad del equipo sin aumentar la altura de la templa, además de brindar una baja relación entre el volumen del pie de templa y el volumen finaL Sin embargo, estos tachos cónicos fueron desacreditados debido a presentar efectos negativos sobre la circulación ( ¡•an dcr Poel et al. 1998:783-784). Esto ha sido confirmado mediante modclamiento computacional (Rein et al. 2004 ). Tippens ( 1972) demostró que los tachos de pared plana se desempeñan mejor que Jos tachos cónicos, mientras que es aún posible lograr una rclaciún aceptable entre volumen pie de templa/volumen

tam:ia. Dado que la mayoría de tachos dependen de un mecanismo de circulación natural, la circulación y la transferencia de calor se encuentran fuertemente ligadas. La diferencia de densidad entre el vupor y la masa cocida suministra la fuerLa motriz para el movimiento de la masa cocida. Una generaciün intensa de vapor incrementa la fuerza motriz, v e! balance entre la fuerza de flotación y la resiste~cia por fricción determinan la circulaciún en el tacho. Una baja resistencia al flujo de masa cocida conduce a mayores velocidades de circulación y buenas tasas de transferencia de calor, lo cual promueve !a circulación. Por lo tanto, la transferencia de calor se encuentra fuertemente interrelacionada con la velocidad del flujo o circulación. Una buena circulación de la masa cocida ayuda a obtener condiciones uniformes dentro Ud tacho. requerimiento que es vital para lograr buenas condiciones de cristalización. El lograr satisraccr Jos tres objetivos, es decir buena circulación. elevadas de transferencia de calor y condiciones l!llllil.oo"~i de la masa cocida, es posible a través de un diseño y la selección apropiada de la "''"mcln;,. del tacho. Como en cualquier diseño. es necesario to compromiso para lograr obtener un satisfactorio sin costos excesivos de los términos generales. la circulación es Jf"•·•vnn•crd, los diseños de tachos que incorporan tubos de diámetro grande. con baja altura de la calanUriu y un conducto de descenso de

final por debajo de 0.33. La forma del fondo del tacho debe promover una distribución uniforme de la masa cocida por debajo de la calandria, sin restringir la circulación o generar úreas Ue estancamiento, además de permitir la Uescarga de la templa en un tiempo aceptable. El diseño con fondo en forma de "W" se ha hecho muy popular. particularmente para los tachos más grandes. Este fondo permite mantener un bajo volumen del pie de templa, mientras que es posible lograr una buena circulación y tiempos de cocimiento razonables.

15.3.2 Circulación en evapo-cristalizadores La velocidad con la cual la masa cocida circula dentro de los evapo-cristalizadores es de vital impor-

grande. 1 Valores recomendables para las '"'" "''''"" seña se Uiscuten en la siguiente secci6n. pectos básicos que afectan la circulación consideraciún son: Los espacios para Hujo de masa estar limpios y libres de obstrucciones. glos tipo persiana escalonada, así accesorios de hicno instalados dentro o cualquier pieza metCtlica 1 ' ' tacto con la masa cm.: ida Ucbl..'ll ser Los gases incondensables Lkbcn en el diúmetro externo de la través de la masa cm: ida. Similarmente. las descargas de ben ser posicionadas sobre y no partiendo de la placa atravesando la masa cociUa. El sistema de alimentación de debe también constituir 1 '

para la circulación deJa mas·¡ . , • ,... 0 ,.. . 1·da . La a1Imenwción debe introdut:irse a través· d.e 1a pcn·r·cna . del ta~ho por debajo de la calandria o a través de tubenas o conductos de tamaño mínimo sobre el fondo del tacho. Si la alimentación es acondicionada y se encuentra a mayor temperatura que la masa cocida hirviente: la alimenl:lción debería descargarse por d~~)aJo de la c~landria de manera que la generawm de vapor mstantánca (flash) ayude a la

circulación. El ensanchamiento cónico del tacho por encima de la calandria tiene un efecto negativo sobre [a circulación. Los antiguos tachos de diseño cónic'o' pu~den ser convertidos a tachos de pared c!lmdnca plana mediante el incremento del düímctro de la calandria. En un caso de estos el volumen ce 1· .. del tacho se incrementó en 'S --toyd superhne Ue Iransferenda en 52 %, conduciendo a un incremento sionificativo e del de s·enlpeno del tacho ({Jcrgenm y Carlille 2004). La circulación puede ser asistida mediante la instalación de un agitador ó impulsor en el tubo .descenso o mediante el uso de un anillo burbujea~or de vapnr (jigger) para promover la circulaciÓn (Sección 15.3.6).

Diseño de evapo-cristalizadores discontinuos . , i es esencialmente un calentador U Y tubo::;. El ürca de transferencia de calo; por unidad de volumen de masa cocida, es~ á entre 5 Y 6 m~/m 3 • Este parámetr~ ba.1_ 0 como -L5 para tachos de baja pure.los . . tachos de alta pureza - , donde 1·as. 1'a1 son mayores, se puede ineremen9 1 1 m /m-· A pesar de que varias alterwttiv·ts de e·¡\· ¡· ' '· , tlnt na son ilustmdas en la Figura d. la calandriu de pilleas horizonÍales ~ de~censo central será disculida aL¡uí ' CO\lS!dend· · · . ' '1 Ja u' mea altenntiV'l v1··¡bJe • ' ' ' . 1os. d'. J~enos más recientes son presentab.J..J- {ver pníxima página). ,

. - los tubos son de 100 mm se lllSI'l]'u ' ' ' 1 con un aneulo de paso mm. Alnun- - ¡· o . . d "' us liSenos hun utilizado 1 areedordeil. ) mm, en un intento

429

por i.J~cremcntar la densidad de área de intercambio. El dmJ~et~o Je los tubos puede ser mús nrande para los ~o~~m~entos de baja pureza, y mús p~¡ueño para l.~s cocnmcnt~s de las masas cocidas de alta pureza; sm e~bargo, mduso para los tachos de refinerías se constd~ra que tubos con diámetros< 100 mm afectan la Circulación adversamente (Tippens 197,) L . rub · -· ~ .os po~ encnna de este tamaño presentan menor restsl.e_ncm y favorecen la circulación, pero la menor relacmn cnt~c área/volumen es desfavorable y el volumen del pie de templa se incrementa consecuentemente (Rouiffard \985).. Tubos con lono-it _ e u d es. entre 900 Y 1) 00 mm han s1do utilizados en el pasado pero ac~ualmente los tachos se diseñan con tubo~ ~e longitud ent~e 600 y 1200 mm. Los tubos mús cortos . pure_. . se selecciOnan para los" t·lchos ' · de b. <\JH Zd, nuentras que tubos más largos son elegidos para ~os tachos de alta pureza o cuando se cuenta con un unpulsor de ulimentaciún forzada. Los tubos t br' nd . . cor os l an meJores coehcientes de transferencia de calor. y. p~obablem~nte no existe justihcación para usar long¡tud exceda 900 mm. Los. tu b os son tubos . wya . cast umversalmente de acero inoxidable . . , . ¡'lpJcamcnte de cahbrc 16 y grado 304 0 430. diferente de calandria y tub osesore~ 1. .d Un diseño B CJ o por . ucl~au-Wolf (BWS). Los extremos de los tubos se fabncan con diseño de sección en forma de panal de abejas y se sueldan juntos formando la placa de ~ubos. Este arreglo permite posicionar a los tubos mas cercanos entre sí que en las calandrias convencionales. Pla~as de tubos. Las placas de tubos normalmente t.Jenen un espesor de 25 mm y los tubos sOn expandidos sobre las placas de tubos de manera que puedan 1 dser reemplazados cuando sea neccs·¡r¡'o .' . l _as p acas e tubos pueden ser más delgadas cuando los .tubos se sueldan a las placas de tubos. Esto es posJ~le con tubos de acero inoxidable, que rara ve~ ~:~U! eren se.r ree~11p.lazados. Esto hace posible un diseJ~o con baps perdidas por fricción a la entrada y la salida del tuho.

Diámetro del tubo central de descenso. El diámetro del tubo central de descenso generalmente no es me~o.r c~ue 0.4 veces el diámetro del tacho, excepto en . . , c
Rt:fáellcias ¡uíg. ./6~

430

15 Cristalización

B

15

Figura 15.14: Diseño moderno de evapo-cristalizadorcs

Altura de la masa cocida. La altura óptima de la masa cocida o templa (nivel de la masa al momento de descarga) depende de la tarea del tacho. A medida que la altura de la cabeza de masa cocida incrementa por encima de la placa de tubos superior, la presión hidrostática de la masa cocida hirviente se incrementa. elevando la temperatura de ebullición.

• • de este punto, se calculó que la máxima cncHlh1 . Jucci<ín se obt1ene cuando la altura de la de pn1 está entre 1.5 Y 2 I~ por encima de la calanafectada llgeramente en este rango. V qL t:;_, ,,•s . ' ·. realizadas por Austmeyer ( 1986) en tachos 1 . 1sores sugteren . · r de rcmolac 11a con 1mpu azuca · máximo coeficiente de transferencia de calor uando el nivel Je la masa cocida está 0.8 Ioera C . ~ encima Jc la placa de tubos supenor, luego 0 ~o cual se reduce ~rogresivament~ a medida que • ·1 de masa coc1da aumenta. S m embargo, se Jll\'t: . c,'•.'cleifiiJS'tro que para cocimientos de azúcar blanco. máximo coeficiente de transferencia se alcanza un nivel entre 0.15 y 0.65 m por encima de la

.'>::.••. P'""' de tubos. Usualmente el nivel del tacho para máxima :: rrunsl'en:nc"' de calor es menor con las masa cocide baja pureza. En tachos dismntinuos la altura de musa se puede encontrar entre 1.2 y 2.0 m. Perk considera que la altura óptima máxima de la masa cocida por encima de la calandria es 1.35 m. La altura óptima es menor para las masas cocidas Ínás viscosas de baja pureza y mayor para tachos de , pureza y relinería, Una altura de la masa alrededor de \.2-1.6 rn usualmente brinda el mejor balancalidad. desempeño y capacidad.

discontinuos: A en Sud:ífrica (LrH'e 2002) y B en Louisiana (cortesía de D.B. Doran, Louisiana) 1 Salida de gases incondensables; 2 Calandria; 3 Nivel de la masa cocida; 4 Tubo central de descenso; 5 Descargas de musa cocida; 6 Salida de condensado; 7 Alimentación de meladura; 8 Entrada de vapor; 9 Agua de inyección al condensador; 1O Condensador barométrico de contacto directo; JI Línea para retomo de arrastres; 12 Descarga de agua del condensador; 13 Salida de vapor al condensm.lor; 14-lmpulsor central al fondo; 15 Separador de arrastres; 16 Ventanilla para inspección; 17 Línea pura romper vado

tubos y el área del tubo de descenso se denomina relación de circulación. Idealmente este parámetro debe estar por debajo de 2.5 para obtener un tacho con buena circulación, aunque muchos tachos que tienen valores hasta de 2.8 han brindado resultados razonables.

15.3.3 Diseño de evapo-cristalizadorcs continuos

Como resultado, la diferencia de temperatura nible entre el vapor en la calandria y la masa cocida se hace más pequeña, llevando a una reducción en l¡¡ tasa de evaporación y la circulación de masa cocida. Esta situación es particularmente crítica al !lnul del ciclo de cocimiento, cuando el máximo nivel deltacho coincide con la máxima densidad y viscosidad de la masa cocida. siendo todos factores que reducen la circulación. Tippe11s ( 1972) señaló que la máxima evaporación en un tacho de refinería provisto con impulsor de circulación forzada se encuentra cuando la altura de la masa cocida por encima de la calandria es 1.4 m. Tomando en cuenta la caída de evaporación

Volumen del pie de templa. El volumen de pie templa es el volumen Jel tacho por debajo del nivel de la placa de tubos superior, que es el mínimo volumen con el cual el tacho puede operar. Este representa el volumen al inicio del ciclo de cocimiento en los tachos discontinuos, el cual se clabora a partir de un pie de templa que se carga al tacho o de grano obtenido prc\'iarnente por semillamiento en el mismo tuchn. Dado que el crecimiento de cristales requerido desde el momento del semillamiento hasta la masa cocida final es signi!lcativo, una proporción grande tle semilla en la masa codda implica un mayor número de ciclos de cocimiento para alcanzar el tamaño de grano rl..'qucrido. El volumen del pie de templa debe mantenerse al mínimo y no debe exceder mtís de40 1k Jcl volumen totul de la templa del tacho. Altura de separación. Es importante suministrar suílciente altura úe separación por encima del níveJ de la masa cocida. de manera que la salpicadura de masa no produzca arrastres y pérdidas -de azúcar. Diferentes valores de altura requerida han

431

sido utilizados entre 2.4 y 3.6 m (Tippens 1972). Sin embargo, el mayor problema es frecuentemente la explosión de espuma que ocurre cuando se descarga nuevo material en el tacho. Esto determina la altura de separación requerida, implicando típicamente un espado entre 2.0 y 2.4 m de altura entre el nivel de la masa cocida y el separador de arrastres. Sistema de alimentación de tachos. El sistema de alimentación de tachos debe ser diseñado para mezclar la alimentación con el volumen de masa codda tan rápido como sea posible. Un mezclado bueno y rápido úe la alimentación con la masa cocida es importante pura evitar la existencia prolongada de áreas bajo condiciones de subsaturación. lo cual puede conducir a una disolución parcial úe cristales. Cuando se cuenta con impulsores de circulación forzada la alimentación debe realizarse en el tubo central de descenso. De otro modo deberá dirigirse uniformemente por debajo de la calandria, particularmente cuando la alimentación es caliente y se evapora instantáneamente al ingresar (flash), lo que promueve la circulación. Dos arreglos de alimentación que han sido utilizados exitosamente y no causan bloqueo se presentan en la Figura 15.15. Vapor calefactor. El vapor vegetal o escape debe tener una presión suficientemente elevada para alcanzar la diferencia Je temperatura requerida en e\ proceso de transferencia de calor. Generalmente en los tachos se requiere un D.t entre el vapor calefactor y la masa codda de 35 °C para tachos con circulación forzada y de 45 a 50 oc para los tachos de circulación natural (Ziegler 1978). Dado que la

_,. A

Figura 15.15: Confignración típica de alirnentnción en cvapo-crisratizadores discontinuns A en la periferia y B por debajo de la calandria

R<:(l'rencias príg . ./ó::!

432

15 Cristalizución

temperatura de la masa cocida se encuentra en pro~ meUio alrededor de 65 "C, esto implica que el vapor en la calandria deberá tener una temperatura de al menos 110 oc (144 kPa) para tachos de circulación natural y 100 oc (102 kPa) para los tachos con circulación forzada.

Distribución del \'apor. El sistema de alimcntaciün de vapor debe diseñarse para asegurar una distribución uniforme a todas las partes de la calandria. Adicionalmente se requiere tener una purga positiva de incondensables hasta los puntos de descarga localizados apropiadamente. Los mismos requerimientos para cuerpos evaporadores (Sección 1:2.7.1) aplican también para las calandrias de los tachos.

Geometría del fondo del tacho. La forma de la sección al fondo del tacho debe ser tal que permita mantener el volumen del pie de templa al mínimo. La sección vertical localizada a los lados por debajo de la plm:a inferior de tubos no debe exceder 150 mm (Tippell.\' 1972). La sección del fondo normalmente incluye una inclinación entre 14° y 24". para permitir una descarga fácil del tacho. Con el objeto de mantener un b~jo volumen de pie de templa mientras que sea aún posible obtener una buena circulación bajo la calandria, se recomienda una pendiente alrededor de 1R". El uso de un fondo de sección con forma "W'' es útil en este sentido, particulannente en los tachos de diámetro más grande. Válvula de descarga de tachos. En los tachos con fondo cónico la válvula Lie descarga se localiza sobre el centro. En el pasado era común el uso de válvulas operadas hidráulicamente. Más recientemente se ha encontrado que las válvulas de mariposa con paredes protegidas por recubrimientos de caucho son más económicas y fáciles de mantener. las cuales se han comercializado exitosamente y requieren únicamente el suministro de aire a presión en lugar de un sistema hidráulico para su activacilín. Típicamente para un tacho de 85 m3 se requiere de una válvula de 760 mm en el caso de masa cocida C y de 600 mm para masa cocida A El recubrimiento de caucho que protege al cuerpo de acero debe ser capaz de resistir las condiciones de vacío del tacho sin desprenderse del cuerpo metálico. Para los tachos con fondo en forma de "W" se pueden utilizar dos válvulas pequeñas opuestas diametralmente.

Evacuación de condensado y gases , sables. Deben efectuarse arreglos adecu.aJo _ remoción del condensado y de los gases s sables. Es importante dar atención ·¡Jecu ú ' <1 a a detalles, dado que pueden ser causa de pobre peño cuando no son diseñados adecuaú·rr . . . . , nente mismas consideraciOnes Li1scutidas para los · evaporadores (Sección 12.7 .4) también .,· '""':ane este caso. Generalmente el condensado se desde la parte más baja de la carcasa de la dria, a través ~e má~ de una línea de drenaje. enmendable d1mensumar estas Liescmgus en amplia, daLia que la acumulación de condensado la calandria reduce la transferencia de calor v resultar en golpes de ariete y daño Je los IL;hos. diseño de los drem\jes para condensado se basa una velocidad de salida del líquido por debajo 0.45 m/s a la máxima tasa de evapnracit'1n. Los gases incondensables necesitan ser dos desfogando ó venteando cierta cantidad de por y generalmente se remueven desde el punto má;¡ apartado de la entrada de vapor. Esln asegura purgudo positivo de incondensables. La mejor configuración incorpora un !'lujo de vapor radial Liesde un cinturón distribuidor de vapor localizwJo aln:úcdor ¡ de la calandria, que es dirigido hacia el tu!Jo <:entra!. Dado que el vapor viaja en dirección radial centro, el arreglo de descarga de los im:orrdcnS
15.3.3 Diseño de cvaplH.:ristalizadorcs conlinuos

433

Dimensiones requeridas para calcular el volumen de masa cneida en evapo-eristalizadores

Volumen del pie de templa. Se asume como el ·< "''''"""'" comprendido por debajo de la placa supe<'3< rinrdc tubos dt: la calandria. El volumen ocupado por calefactores en el lado vapor de la calandria ser substraído antes de obtener el volumen del de templa. Para un fondo con sección cónica. el }ulmmcn Lic pie de templa V1 está dado por:

!''·'

=~·(d-11 -d")· tan a+ 24

"

2 +~·d' ·h +N .!!:...d ..J. 1 ·' 4 \ ·h2 +!!:_ 4 {.{'.~ . J12 (15,31 1

toriesfCrit:a (elipsoidal). el primer tém1ino """u'"'''Jil (15.31) se reemplaza por 0.1 · d/'. Pllra los fondos con sección en forma de W gees necesario consultar los planos antes poder calcular el volumen. Para una nípida es tillsumicndo que las pendientes al fondo son a .. ,..• '''""''~···el volumen del pie de templa V1 puede ser

Volumen total de templa. El volumen por encima de la placa de tubos debe ser adicionado al volumen del pie de templa para obtener el volumen total de masa cocida de la templa Vwt· Para un tacho con paredes rectas: 2

\1101 =V1 + h¡ · !!:_ 4 · d1

( 15.33)

Para un tacho con ensanchamiento cónico: 1-1 \101-\1

· + --"'·( 24 d2, _ di' ) · t,ma.¡ +

+(h __ta_nu_, ·(d.-d ).)·"-·d; 2 4 l

1

( 15.34)

15.3.4 Capacidad de los cristalizadores evaporativos El punto de referencia para determinar la capacidad requerida de tachos es un balance de masa que defina la cantidad de masa de cada tipo a ser prucesada. Esto dependerá del esquema de cocimientos empleado y el agotamiento esperado en cada etapa de cocimiento. Luego se requiere una estimación de los tiempos de cocimiento para caLla lipo de masa cocida. Dividiendo el flujo de masa cocida a procesar por el tiempo de cocimiento se obtiene la capacidad requerida. en t o mJ. para cada etapa de cocimiento.

15 ..3.6 Circulación forzada mediante impulsores o asistida con inyección de vapor

15 Cristalización

434

Sin embargo, es necesario contar con cierta capacidad extra para compensar por pérdidas de tiempo en los tachos. Incluso en las casas de codmicnto

mejor diseñadas. el tiempo perdido es inevitable debido a cambios en las cantidades relativas de los dislintos grados de masa cocida. transferencias de

variación puede ser nonnalmente tolcraJa huyendo las asignaciones de los tachos: pnr lo es recomendable diseñar la estación de · . 1 1 brindando cierta flexibilidad de manera t¡uc • .. P<~rte los tachos puedan ser utthzados para mús de un de cocimiento.

masa cocida, retrasos y paros Jebidos a restricciones de prmlucci6n misceláneas. Se puede esperar que el

tiempo cfcclivo de utilización de los equipos de codmicnto esté alrededor de RO {/(J, pero puede variar considerahlementc alrededor de este valor. Por lo tanto, para definir con precisión Jos requerimientos de capacidad de la estación de evapncristalizadores es necesario contar con cierta experiencia en operación de tachos. En Sudáfrica durante muchos años se ha utilizado exitosamente un índice de tiempo de tachos (An:hibald y Smitft 1975) para eslimar los requerimientos de tachos en sistemas de tres cocimientos VHP. Este se define simplemente como la capacidad del tacho en m3 para cierto lipo de masa cocida dividido por el correspondiente !iujo de masa cm:ida en m 3/h. Algunos valores del índice de tiempo de tachos que han sido utilizados son: 4.5 h Masa cocida A: Masa cocida B: 6.0 h Masa wcida C: 9.0 h Para los sistemas convencionales de tres etapas de cocimientos, que no requieren crecimiento de grano adicional de la templa B, y donde las purezas son usualmente ligeramente más elevadas que en Sudáfrica, Jos siguientes índices de tiempo de tachos son más apropiados: Masa cocida A: 3.75 h 4.5 h Masa cocida B: 9.0 h Masa cocida C: Los índices de tachos usualmente se basan en tasas promedio del !lujo de masa cocida. Las cantidades relativas de los diferentes tipos de masa cocida pueden variar substancialmente durante la zafra. Esta

15.3.5 Tasas de evaporación Partiendo de mediciones experimem·"1lcs. • Ro¡¡¡., llard ( 1985) identificó que la tasa de evaporación ll" incrementa a medida que aumentan la presi(Íil del vr: por calefactor, el vacío y la pureza de la masa cocid'¡ Por el contrario, tubos de mayor longitud, mayo~~ alturas de masa cocida dentro del tucho y mayores concentraciones reducen la tasa de evaporación, La tasa de evaporación varía significativamente ¡ cada ciclo de cocimiento. Inicialmente. cuando el nivel de masa cocida es bajo, la evaporaci(ín es intensa. A medida que el contenido de sólidos disuelto aumenta, junto con la viscosidad y el nivel de la masa. la tasa de evaporación se reduce progrcsivameme v alcanza un valor mínimo al final de cada ciclo (Tabl~ 15.5 ). Los máximos valores pueden sobrepasar a cifras presentadas en esta tabla hasta en 50%, Estos valores se basan en el uso de vapor 1en la calandria, con una presión alrededor de 160 kPa. La Figura 15.17 presenta una relación aproximada en~ tre la tasa de evaporación promedio y h1 presión la calandria, derivada de datos recolectados en numerosas refinerías. Las tasas de evaporaci(ín son promedio más bujas en los tachos de azúcar cntdo.

'E ~

<

.5'

¡¡¡

80

1

70 60

1

50

e

o

o

40

o

30

~

Tabla 15.5: Tasas promedio de evaporación en evapncristalizadnres medidas en Sud;ífrica Tipo de cocimiento Grano 1 Semilla A

B

e

Inicio de templa en kg/{m 2 • h)

Fin de templa en kg/(m 2 • h)

61

8.2 22 6.2

38 25 !S

3.5

~ o o

v

20

~

10

"'

o

100

150

200

250

300

Pres1ón de calandria en kPa

Figura 15.17: Tusas de evaporación en tachos Lk en funci(in de la presión de vapor en la calandria

Circulación forzada mediante impulsores o asistida con inyec· ción de vapor IJUJJlllsorcs. Los impulsores o agitadores para cuando se diseiiun adecuadamente, pueden significativamente el desempeño de Jos eva:~crist:tlizad<Jres. La circulación forzada mejora la

1

···~~~~~~~~~;:~::~:J~:c~· ~c~a
reduce la duración de cada contribuyendo por lo tanto a meca[liKidad. También se hu demostrado que los : itmp
435

tan con un diseño adecuado, el uso de impulsores es frecuentemente injustificado. Los impulsores mecánicos permiten lograr una transferencia de calor aceptable con menores diferencias de temperatura. El uso de vapores de menor presión se hace entonces posible, pennitiendo reducir la demanda de vapor de la fábrica de azúcar. Los impulsores hacen posible el uso de tubos de descenso de menor diámeu·o, permitiendo así la instalación de mayor área de transferencia de calor en un tacho de cierto diámetro. El impulsur se instala dentro del mismo tubo de descenso cuando se trata de un impulsor de tlujo axial (impulsor de álabes sesgados o tipo marino). o de otro modo se ubica justo por deb<\io del tubo de descenso en el caso de impulsores de !lujo radial. Experiencias con impulsores Kaphm (Aujo mixto) y de Lipo axial-helicoidal han sido descritas por Purdlwm y Cox ( 1990). Diagramas de estos dos tipos de impulsor se presentan en la Figura 15.18. La potencia instalada debe estar en un rango de 1.0 a l. 7 kW /m 3• Tippens ( 1972) declaró que impulsores con potencia instalada 1.6 kW/m 3 han brindado buenos resultados. La potencia P en W consumida por un impulsor de diámetro d que rota a 11 s- 1 está dada por la relación: (15.35)

Ne es el número de Ne\\'1011, que es un número adimensional que depende del tipo de impulsor y su número de Reynolds, con un valor cercano a la unidad para condiciones turbulentas, como es el caso de los cocimientos de alta pureza. El valor de Nc alcanza mayores valores cuando el número de Rcynolds es menor (Austmeyer 1986). Para este caso el número de Reynolds está dado por: 1!•((

·p

Rc=---

(15.36)

llcrt

Para esta fónnula se utiliza la viscosidad efectiva que está basada en la tasa media de defonnacicín cortante, la cual se sugiere está alrededor de 11 · 11, donde 11 es la frecuencia del impulsor ( Wifkens et al. 2003). Para valores de Re< 100, Ne = c/Re, en cuyo caso: llctf'

p =e ·llc~t . ~~~ . d'

(15.37)

e es una constante dependiente del tipo de impulsor

Reji.•rencia.1· ¡nig. -16:.!

15 Cristalización

436

A

Vista frontal

B Vista superior

Vista frontal

Posicionamiento de los alabes, tornillos de cabeza tipo Al/en

Figura 15.18: Impulsor de circulación for1ada tipo A Kuplun y U de flujo hdicoidal-axial

utilizaúo y que tiene valores alrededor de aplica usualmente para los cot.:imientos de za. Rackemmm et al. (2006) dieron a'"' t)[),,·,., ,.:, de esta constante que ValÍan entre 60 v 14() mando la relación anterior. ' La fonna de la ecuación ( 15.35 ¡ es esperada para las bombas ccntrifuw 1·,. e:"·· depcndent.:ia sobre el diámetro del impulsor mayor en esta ecuación. En la práctica Ja máxima se utiliza únicamente al final del ciclo cimiento al concentrar cerca del contenido de . final de la masa cocida; por esta raztín en ' casos se emplean motores de dos velocidades. La velocidad de punta se debe mantener por bajo de cierto límite m
l 5.3. 7 Separación Je arrastres

deseado. Estudios CFD han indicado que ""'de eir<':Ltll'"""" puede ser incrementada sustan1 (RL'ill ct a!. 2004). Por lo tanto el efecto .mvcc·ei{Ífl Jc vapor. frecuentemente - conocida .. ¡ . es pern11tJr una mayor altura de de !a masa cocida. y adicionalmente reúucir del ciclo de cocimiento. dimensionamiento de sistemas promotores de Je vapor debe basarse en 1 • Por ill\-'L~<:t.:itin máxima tasa de 25 kg/h por m 3 de volumen de cocida del tacho. La Jimensión del tubo burv e! número de agujeros se determinan a del-!lujo de Vtipor requerido. El diúmetrn del debe ser tal que !a caída de presión a través del sea inferior al 1O % de la caída de presión de cada agujero. Este es el mismo criterio para el úiseiio de los anillos Je alimentade evaporadores y las ecuaciones de la Sección pueden ser utilizadas para ellu. Esto asegura el tJujo a través Jc cada agujero es aproximada] Para los evapo-cristalizadores más grande un solo anillo burbujcador puede nu ser sino que se requieren arreglos distintos pruducir una distribución unifornlC del ,~,- nnc d.ehttit de la calamlria. Inyccci(m de uire. La inyección de aire en lugar vapor ha sido adoptada en algunas fábricas EspaLa inyección de aire comprimido de 750 kPa hasta 65-70 oc por debujo de la cal
Separación de arrastres Los principios de separación de arrastres aplicaa los evuporuJorcs también se aplican a los taDe los tipos Jcscritos en la Sección 12.9, los de ílujo reversado, centrii'ugo, y de plaas<:!te\Tttnl han resultado ser los más exitosos. la mayoría de condiciones los arrastres en 1 son despreciables. Los arrasserios ocurren t:asi siempre durante -los Y las paradas de los tachos. cuando puede formación de espuma o enlrada de aire al

437

tacho. Cuando eslas operaciones se controlan apropiadamente, el arrastre en el tacho es mínimo. Los separadores de anastres deben diseñarse para un amplio rango de operación; el rango de tasas de evaporación durante un cocimiento discontinuo es bastante amplio, como lo muestran los datos de la Tabla 15.5. Sin embargo, con las menores tasas de evaporación encontradas al flnal de los ciclus de cocimiento, las velocidades de vaporen el tacho son b1.\jas y el arrastre de gotas en el vapor es muy pequeño. Los separadores se deben dimensionar para soportar la máxima tasa de evaporacitín. Hwnm ( 19R()) describió ensayos con diferentes tipus de separadores en evapo-cristalizadores. Él sugerió una máxima velocidad de 40 m/s para separadores centlÍfugos, por encima de la cual ocurre rcarrastre. La efectividad de los separadores Chevron fué demostrada y han sido recomendados preferentemente respecto a los separadores centrífugos. Los separadores de plncas Chevron lienen la ventnja de no requerir tuberías para retorno de arrastres, dado que las gotas separadas caen desde la parte inferior del separador regresando a la masa cocida. Los otros tipos de separador requieren tubos de retomo de arrastres que deben ser apropiaJamente diseñados, incorporando una pierna clm sello U y haciendo el retorno de cualquier arrastre visible al operador. Por lo tanto, los tubos de retorno de arrastres deben salir del tacho y pasar a través de una mirilla de vidrio. con un sello U que sea purgable. El diagrama de una conflguraci6n recomendada se presenta en la Figura 15.19. Linea central del evapocristalilzador

1 t Vapor

Separador de arrastres

vidrio Pierna U valvula de drenaje

Figuru 15.19: Arreglo recomendado para la línea de retorno de arrastres en evapo-cristalizw.lores

15 Cristalización

438

15.4

Eva po-cristalizad ores continuos

'Aunque la primera patente para un evapo-cristalizador continuo fue otorgada en \932 a Werkspoor, fue únicamente hasta finales de 1970 cuando los tachos continuos comenzaron en realidad a ser una proposición práctica. La facilidad de operación de los tachos continuos ha sido una de sus característica, lo cual inicialmente llevó a su aplicación en cocimientos de baja pureza, que subsccucntemente se ha extendido a los cocimientos de alta pureza gracias al desarrollo de instrumentos de medición y transductores adecuados. Otra característica de los tachos continuos es una menor diferencia de temperaturas enu·e el vapor de la calandria y la masa cocida, mientras que aún es posible lograr una buena circulación pnr convección natural. La semilla ulilizada para alimentar a los tachos conlinuos es necesario producirla utilizando aún tachos discontinuos o 'batch'. Los intentos para producir semilla de manera continua han fracasado en su mayoría (Bmw({oot y Wright 1992). Dentro del futuro previsible se espera que la semilla continuará siendo producida de manera discontinua. En algunos casos, la producción de semilla en tachos discontinuos ha podido ser eliminada mediante la alimentación directa de magma de azúcar como semilla a los tachos continuos. Los tachos continuos son en teoría adecuados para el sistema Doble Einwurf. En este caso únicamente se requiere producir en tachos discontinuos semilla para el cocimiento C. El azúcar C se usa como semilla para el cocimiento B, y el azúcar B como semilla para el cocimiento A. Sin embargo, tal como en cualquier sistema Doble Einwurl', el cuntrol del tamaño de grano es crucial.

15.4.1 Tipos de evapo-cristalizadores continuos Los diseños de tachos continuos que han encontrado mayor aceptación se agrupan dentro de las siguientes tres categorías: Cristalizador horizontal de múltiples compartimientos. La combinación en serie de varios tanques de mezclado puede brindar una aproximación suficientemente cercana al nujo ideal tipo pistón que permita lograr una distribución de tamaño de crista-

15.4.1 Tipos de cvapo-cristalizaclores continuos

les razonable. Los primeros tachos .• . . · uc este 1· ron mstalados pur F1ves-Cail Babcnck dentro del grupo Fives Cail. El tucho, ,. 1 y el tacho ·' . Tonguut-Hulctt ' comerci·,1¡·,.zauos cher Snuth, caen dentro de la misllla ''""''"'";, el calentamiento de la musa cocida v los circuluciún son diferentes. Estos ta~ho~ en las Figuras 15.20 a 15.22. El SR! ha un nuevo diseño en conjunto con Triveni ring de la India (Agrawal et al. 2001 ¡,el una forma de sección transversal similar Hulett. Estos tachos operan con base en ¡ natural. El diseño original del lucho FCB contaba plucas verticales uctuando corno elementos factores. Posteriormente se reemplazaron con horizontales actuando como culandria. dentro cuerpo cilíndrico pam reducir costos (tipo El más reciente FCB CCT\V tiene una asemeja al tucho Tongaat-Huletl, con el obtener mejor circulación. Estos son ilustrados Figura 15.23. El tacho continuo Bosch es un más reciente. que también hu sido cmu:ebido cuerpo cilíndrico, pero utilizando una c·alllamlria tubos verticales. La geometría interna ha sido dificada desde su primem instalación y el 2006 se presenta en la Figura 15.:24. Los detalles del lucho continuo lia) no han sido publicados. Este utiliza una tría similar a la de un tacho discontinuo ccm verticales, pero con bailes radiales para compartimientos. Se cuenta con dos o m<Ís munera que la masu cocida pueda !luir dcsCI,.JÚ.ien desde una capa a la siguiente. En la industria del uzúcar de remolacha milla se produce con un tamaño alrededor mm mediante un proceso de enfriamiento tinuo. En este caso se identificó la necesidad sistema continuo que permitiera el esta semilla hasta un muyor tamaño para diseños existentes de tachos continuos. parte de una semilla pequeña, la n:lacilín entre área de transferencia/volumen es menor, do a que el área super!icial de los cristales es y la evaporación generalmente es 1mis rúpida l cristalización, por lo que la circulación l l ser asistida con circulacicin forLada. Esto · desarrollo del tacho Seuford para esta tarea 1991 ), el cual tiene una menor relación entre calentamiento/volumen y utiliza dos impulsores rizontales pura asistir la circulución natural.

18

439

7

'

1

'

Figum 15.20:

Evapo-cristulizurJor continuo

FCB 1 Carcaza; 1 Pnrtición longitullinul; 3 Partición transversal; 4 Arreglo de tubos; 5 Pared bajante; 6 Entrada de vapor: 7 Separador de urmstres; 8 Salida de vapor; 9 Entrada de magma de alimentación; 10 Entradas de meludura de alimentación: 11 Salida de masa cocida; 12 Salidas de dren:~je rápido; 13 SaliUas de condensado; 14 Impulsor mednico opcional; 15 Caja de vapor y compuertas; [6 Tapas laterales; 17 Aros; 1R Mirilla de vidrio

14

10

11

15.21: Ev<rplH.:ristaliwdor continuo Australiano 1 i Tully arrastres; 2 Nivel de masa cocida: 3 Sali-

Jn,wr,úcns,,ii·,Je rel="nofollow">;; 4 Salida de vapor a cnndensaUor: ¡-

de vapor: ó Vara de prueba: 7 Transmisor de

conductividad; H Salida de producto; 9 Calandria: 1O División inter-rnndular: 11 Entrada de semilla: 12 Placas de división de celdas: 13 Válvula inter-modular; 14 Conductn bajame: 15 Bailes a través de la parle superior de la calandria l?c)i.'rclrcias ¡uíg. .Jó2

440

441

15.4.1 Tipos de evapo-cristalizadores rontinuos

15 Cristalización

3 12 4

5 20 6.

22

7

8 118 10

~?-- 6

8

9

10

{

:<

15

:~~;.~::,:1;5;;·;z,;•,~: Arreglo recomendado para la línea de retor-

en evapn-cristalizadures de vapor: 2 Ventanilla de iluminación: 3 Mirilla:-+ total: 5 BaJlc parcial; fi Calandria: 7 Puerto de paso cm11panimicntus; R Vara de prueba; 9 Alimentación mdadura/rnicl: 1O Drenaje: 11 Salida de condensado: 11Baflc longitudinal

Figurul5.25: Evaptl-cristalizadnr continuo Langreney y Hujo de masa cocida (abajo). Cl. C2. y CJ snn •••'"'"'"''" ~eparadas tic masa cocida 1 Entrada para magma de semilla; 2 Entradas Je meladura de:alimemaciún; J Salida de masa cocida;-+ Carcasa extcPan·J que separa el anillo externo de In cámara; 6 Pasepara \ns cümaras internas y externas: 7 SaliJas tic

vapor a conJensador; ~ Calandria tubular de las cümaras externas: 9 De !lectores: 10 Calandria tubular para climara interna: l ! Impulsor: 12 Tubo de masa cocida desde la c;ímaras externa a la interna: 13 Tubo de sobre flujo de masa cocida: 1-+ Entrada de vapor

1 Tuhla 15.6: Prim;ipale~ características de evapo-cristalizadnres continuos ( ' " = allura de calamlria)

L\p

Cabeza hidrostática máxima

Tul!¡¡, d~ 1:alandria Di:im~tro de tubth ..:n mm

Longitud u~ tubo~ en m !'lac;t_l d~ calumlria

Vnhan~n d<.: ma'>a cocida en m'

Figura 15.23: Secciones transversales de jo;; tachos continuos de FCB CCTR y CCDV

t;m:bo o di;ímetro Ud cuerpo en rn Are;¡¡_k cakm;unicll!o 1 volumen en m- 1

Ntim~ro tk nHliJlilllimil:mo'

SR\

SRI/Triveni

THS 1 FS

Bosch

hori¡_nntnl

\'crtical

\'crticlll

vertical

vertical

'"

100-125

100

]()()

lOO

2.1-3.1'

!.2-l.X

O.lJ

1.1-!.5

1.7

ninguna 27-90

ninguna J0-200

indinado 60-lhO

horittmta\

horizontal

horizontal

!20

50-200

5-1--JHO

3.5--!..6

3.0-S.fi

3.3-5.7

-!.2-6.5

111

10-12

..J.-6Jl l_l-1 !.5

R.7

R-10.5

lll

12-1(1

u

7-lll

12

10-12

R"-12

FCB

rcB

CCTR

CCTW

vcnü.:al

horizont;d

100

1.2 hnriltHHal ..1\l-200

3S 1.H-1-"'

h-12.5

Langrcncy

12

442

J

Diseño de evapo-cristalizadores continuos

EYapo-cristalizadores de flujo tipo pistón. El tacho Langreney fue diseñado como un sistema de largo trayecto de flujo buscando aproximarse verdaderamente al flujo tipo pistón (Langrency 1977). El tacho esencialmente consiste de un recipiente al vacío angosto y largo. dividido longitudinalmente en dos secciones, una de las cuales contiene un elemento calefactor tubular. Posteriormente se adoptó una geometría circular, de manera que la masa cocida Jluya a lo largo de un canal cin.:undante externo. y posteriormente a través de uno interno, pasando finalmente a una sección central que cuenta con un impulsor, donde se logra el apretado final de la masa cocida. Este tacho se ilustra en la Figura 15.25. Una aproximación similar utilizando un largo trayecto de flujo fué aplicada para el diseño de un tacho en la fábrica Racecourse de Australia (McDollga/1 y Wal/ace 1982), pero fué posteriormente modificado mediante instalación de compartimientos, en gran medida para mejorar el control y adem::ís para incrementarla capacidad (Attard y Doy/e 1998). Esta aproximaci6n de diseño no ha logrado difundirse exitosamente. Una comparación de algunas de las principales características de los tachos continuos horizontales es presentada en la Tabla 15.6.

rnciim requerida. La cantidad de evapu1 rec¡uenclu m· E se puede calcular fácilmente un balance global de masa y agua, utililos nujos y la concentración de sólidos de la "enWCIIOilt • la st:milla y la masa cocida. El balance .,, •.,.,,

(15.38) Je agua es:

ff<," "'S••' · (1-

nexión de varios tachos discontinuos en serie para formar un sistema continuo es efectiva. Tal sistema !m operado durante muchos años en una fábrica de azúcar de remolacha (Austmeyer \986a). Una modificación de este sistema es evidente en la totTe vertical de cristalización BMA utilizada primordialmente en la industria remolachera. el cual consiste de cuatro (o algunas veces cinco) compartimientos al vacío dispuestos uno sobre el otro. El J~ujn de masa cocida ocurre por gravedad h<\iando desde un compartimiento al siguiente, como se preserlla en la Figura 15.26 (Austmeyer 1986a). Sin embargo. el contar con solamente cuatro compartimientos en serie tiende a ampliar el tiempo de residencia y la distribución del tamaño de cristal. Una distribución aceptable del tamaño en el producto final puede ser obtenida siempre que la semilla sea de tamaño regular y no muy pequeña. Los impulsores en cada compartimiento incrementan el costo Je este tacho continuo. pero permiten la operación con menores diferencias de temperatura entre el vapor de la calandria y la masa cocida hirviente.

1\'IJ.'i,Sccd

fl 00) + ÚIF

·(l-ll'p~,\!a/JOO)

· ( 1- \\'IJS.F

/1 (}0)(15.39)

CDJmbinando Jns balances anteriores se obtiene la ecuación:

·(lr¡¡~,r, 1 ,,/H'll.\J. -1),¡ · ( ll'[JS.Scc!l /

~~'os.F -

J)

(1 5.40)

térmica se calcula entonces a partir de la evaporación. pennitiendo determinar el área inlc,¡n•rnlJio de calor requerida utilizando un ende transferencia de calor para la temperaluíude .calun<Jria correspondiente. tal como en el caso c
Interconexión de múltiples evapo-cristalizadorcs discontinuos. Se ha demostrado que la co-

5

Figura 15.26: Sistema continuo B!VfA VKT (-IV Cámaras de eristalizaciún: ! Espacio de vapor: !andria: 3 Placa de fondo: .J- Sección internt<:Jia: 5 Secdán de soporte: 6 Alimentación de meladura: 7 Alimenwci6n de nwgma para semillarniemo: H Tubo de ' n masa eocida: 9 Salida Jinal de masa eoeida: !O 1' 11 Salida de vapor: 1:: Entrada de vapur ea!efaetllr: 13 S~~ lida de condensado; l41mpulsnr: 15 Bomba dt: masaeocF Lla (+bomba en standby)

443

15.4.2 Diseño de cvapu-cristalizadnres continuos

5 Cristalización

CirculaciiÍn :Y transferencia de calor. Tal como 1 caso de los tachos discontinuos, la mayoría de continuos dependen exclusivamente del rne,2';"""isonode circulación natural y existe en ellos una interrelación entre la tasa de transferencia de la circulacilín. Por lo tanto es necesario lograr circulacilm que permita obtener condicio~ homogéneas de la masa cocida y transferencia ié
depende del tipo de cocimiento de acuerdo con los siguientes valores: Masa cocida A (pureza 85-90) 600 mm .rvtasa cocida B (pureza 80-84) 400 mm Masa cocida C {pureza 64-68) 300-400 mm La forma (geometría) del tacho debe ser tal que evite el desanollo de áreas de estancamiento sin que la circulación sea restringida. El área de la sección transversal del conducto de descenso es amplia (generalmente la raz(m de circulaci6nv es < 1 ), Jo cual también favorece la circulación. Las calandrias de tubos verticales han demostrado brindar mejores tasas de transferencia de calor y mejores coeficientes de transferencia que las calandrias de tubos horizontales (Rcin y Msimanga 1999). En los tachos SRirfriveni y FCB (.loumet 1998) se han instalado impulsores dentro de Jos compartimientos finales para mejorar la circulación. El uso de inyección de vapor (jigger) para asistir la circulación constituye una solución más simple cuando y donde es requerido. Algunos datos de transferencia de calor medidos en Sudáfrica son presentados en la Tabla 15.7. Los datos presentados en la Tabla 15.7 están en general de acuerdo con los datos conocidos para tachos SRI usados en cocimientos de alta pureza (Bmm(j(JOt et al. 2004. Arcidiacmw et al. 1992). Rein y Msimanga ( 1999). dieron a conocer cifras de la tasa de evaporación en kg/(h · m~). que se representan con las siguientes relaciones, con D.t expresado en oC: Masa cocida A:

lilE

1A = 0.2X. ¿',t+ll.3

(15.41)

Masa cucida B:

lilE

1A = 0.1 ó. D.t + 5.6

(15.42)

Masa cocida C:

lilE

1A= 0.48. ¡',t-19.1

(15.43)

Algunos valores medidos en Sudáfrica son presentados en la Figura 15.27. El mínimo valor de D.t para tachos continuos de circulación natural parece ser

Tabla 15.7: Valores promedio del cnetkicnte de transferencia de calor en cvapo-eriswlizadnres continuos TungaatHulett. en W/(m 2 ·K) (Rei11 y Msimanga 1999) Tipo úe musa cocida

A

8

e

Promedio

413

212

115

ivhíximo

-1-92

25-l-

170

Mínimo

30-l-

173

65

~5

71

55

Pureza de masa ene ida

R<'}t'n·ncia.'l pcig . .J6'2

444

15 Cristalización

25 E ~

•• •

20

<~

~

o

ru

o

ºo

e

•

e

15

u

'

o

10 A

m

>

ru ru

u

m

"'

A

A A A

5

A A

A

HA A

o

25

30

A

35

40

45

Diferencia de temperatura en oc

Figura 15.27: Tasa de evaporación en tachos cominuos en función de la diferencia de temperatura entre vapor calefactor y masa ene ida (1) Masa cocida A. !íl!l Masa ene ida B, !A Masa cocida C

aproximachuncntc 20 "C, dependiendo del tipo de masa cocida y tlel diseño del tacho. Arcidiacmw et al. ( 1992) dieron a conocer valores para un tacho de B entre ll~IH kg/(h m2 ), con una presión de calandria de 85 a 10:2 kPa. Vermeu!cn y Pillay (1999) reportaron valores para un tacho FCB de C entre 3.7~5.9 kg/(h · m 2 ) y paru un tacho SRI de Centre 3.9-4.6 kg/(h m 2). También se informó ucerca de modificaciones de un racho FCB de masa A que llevaron a un incremento de la evaporacil'ln desde 9.3 hasta 17.8 kg/(h · m2 ). Broatf/(Hif et al. (2004) obtuvieron un valor de 17 kg/(h · m2 ) utilizando vapor de escape para la calandria de un tacho de masa A.

Volumen del tacho y tiempo de residencia. El volumen de un tacho tiene que ser suficientemente grande para proporcionar el tiempo de residencia requerido para que ocurra el crecimiento de cristal deseado, y por Jo tanto depende de los tamaños de cristal en la semilla y en la masa cocida. El volumen puede ser estimado asumiendo una tasa de crecimiento de Jos cristales con base en la experiencia o mediciones de tasas de cristalización en aplicaciones similares. Un ejemplo de esta aproximación es el trabajo comunicado pnr Hockstm ( 1985 ). quien modeló el desempeño de un tacho continuo A buscando establecer los parámetros a utilizar para propósitos de diseño. Tales cúkulos. asumiemlo que cierta alimentación de meladura/mieles entra en cada comparti-

J

miento. toman en cuenta las \"triac· " tones de lo largo del tacho continuo. que se· · el flujo de semilla alimentada hasta el masa cocida producida. El tiempo de los cristales en el tacho es por In tanto calculado al dividir el volumen de masa tacho por el flujo de masa cocidn producida el tiempo de retención nominal). Pruebas ' dores ~1an d~mostrado q.ue la relaciün entre el de res1denc1a real y el ttempo de residencia puede variar entre 1.4 y l.H. Estú re\acitín es cuando la relaci(m entre tamaños Je cristal de milla y de la masa cocida aumema. n es la relación entre masa cocida/semilla es mavor El tiempo de residencia nominal se , · 1 típicamente alrededor de 2.5 a 3 h para masas ciclas A, 3.5 a 4 h para masas B. y 6 a 6.5 h masas C. Se utiliza en algunas ocasiones un par·ánrctro balde tasa de crecimiento para el ¡ .1 de tachos. La tasa de deposición del cris!al se calcula como la cantidad de sacarusa sobre el cristal por hora en unidades Lle volumen tacho: y se expresa en términos de kg/(m·'. h):

1

CDR = ( li1~ ,

· H'c..Ma

-lil~""" · lt'c,_scd )1 F

La tasa de cristalización depende de la pureza y sobresaturación en el tacho. y puede ser por lo bastante variable. Los valores de CDR prüctica. Brotu(/()()t (2005) dió a conocer cifras que

tran un CDR de 240 kg/( m 1 · h) para una mas, ciJa de pureza 89. La tasa de crista!izaci(m de la pureza del licor madre, que varía a lo del tacho continuo, más que de la pureza de la cocida. Sin embargo, el fuerte efecto Je la evidente. Incluso cuando estos valores re¡rresentilh.

5.4.:2 Diseño de evapo-nistalizadorcs continuos

• : Superfir:ies Jt~ transferencia de calor requcriJas para lns evapo-cristalizadorcs continuos Tongaa1-Hulett en 1='· 9 las condiciones Jel vapor en la calandria (supuestos: ó7 Brix de alimentación y relación entre masa coeida/sey 2.0 1 la~ masas A y e rcspectivamelllc) (Rein y Msimanga 1999). de c:.dandria en kPa • d~ v;1pnr ~n ·'C 1 1 up~rJicie t.k calentamiento 1 volumen para masa cocida A en m~l

5

supcdicie de cakntmnientn 1 volumen para masa cnciJu

aproximaciuncs. son útiles para un dimensio1 aproximado de Jos tachos.

entre superficie de

calentamiento/vo~

En 2 eneral lus tachos continuos han sido c;n úreas Jc intercambio de calor con(sohrcdimensionadas). La relación entre Je calcnwmientn/volumen puede estar entre X y l 2 rn···l. La mayoría de estos operan con presiones de calandria iguales o · a la prcsilÍll atmosférica. Con base en los .~,.:licíerrtes· de transl'erencia de calor promedio para A y de C mostrados en la Tabla 15.7. pueid<:mrJStrrarrs·e que es posible utilizar menores áreas jnc:rerncrllar la presión de la calandria. En la Tabla se presentan algunos resultados obtenidos utilieste cálculo para masas cocidas A y C. En utilizar vapor de calentamiento por encima a 105 "C. se hace posible utilizar relaciones "':mc:rfi,cie de calentamiento/volumen similares a

Masa cocida

Rango de Protnedio purew

Blanco A

>99

350

R2~87

170

B

ó5-70

[()(}

e

52-58

-10

~vlü:dmo

370 120 65

e en m~

1

1-L~

121

101

85

70

110

liJO

95

~o

6.0

105 ó.4

).7

4.9

7.4

H.R

10.7

7.0

10.7

IS.S

quet type) y tipo 'lobe' son frecuentemente utilizadas para este propósito. El tamaño de cristal en la masa cocida está relacionado con el tamaño en la semilla y la proporción entre flujos de semilla y masa cocida. Si se asume que no se generan o destruyen cristales dentro del tacho, que el diámetro característico del cristal es d, y que la masa de cristal es proporcional a d 3 • entonces: El flujo músico de cristal entrando al tacho es:

( !5.45) El flujo rnüsico de cristal saliendo del tacho es:

Ji¡~!a

· H'cr.J1,1a oc

d~!a

(!5.46)

Asumiendo que el factor de forma de los cristales nn cambia, entonces:

(15.47) Alimentnci6n de la semilla. Es importante reel !lujo Jc semilla al tacho para poder Jopun~za y tamaño de cristales correctos en la ll1JlSa c:rrcr1da producida. Esto casi siempre se efectúa uti!lizundn una bomba de desplazamiento positivo con un accionamiento de velocidad variaEs importante elegir una bomba que no rompa Las bombas de engran~je cxtemo (Bro-

Algunos valores típicamente encontrados en la pníctica se presentan en la Tabla 15.10. La línea de alimentación puede ser dimensionada con base en el flujo volumétrico, asumiendo una velocidad en la tubería de 4 m/min (67 mm/s). Para dimensionar la línea de salida de la masa cocida a la pierna sello se puede usar una velocidad de 3 m/min para las masas cocidas A y B. y de 0.75 m/min para las masas cocidas C.

15.111: Valores típicos de la razón masa cocida/ Y del camhiu de !amaño de cristal. utili1.ando la (15..!7)

Para Jos sistemas de flujo continuo las dos condiciones extremas son un único tanque de rne7.clado y el Jiujo tipo pistón (Le\'ellspiel 196:2). El flujo tipo pist6n es la condición ideal para tachos. el cual implica que todos los cristales permanecen en el sistema durante igual cantidad de tiempo. Los diseños de tacho discutidos en la Sección 15.4.1 intentan proporcionar un largo trayecto de flujo o combinar varios

Características de flujo de la masa cocida.

Tabla l5.S: Valores típicos de la tasa t.k deposición cristales (eDRl en kg/(m1 • h)

445

1.71

J 2.5

35 21

1.51 1.-17

Rl'ji.•rciwill.\" pdg. .J62

44ó

compartimientos en serie paru aproximarse a un sistema de flujo tipo pistón. De hecho, un modelo que asume que los tachos continuos son equivalentes a un nümcro de tanques pcrfecw.mente mezclados conectados en serie ha sido ampliamente utilizado para representar las caracteríslicas de flujo de los tachos continuos. El ntímero de tanques equivalente se establel:e a partir del análisis de pruebas efectuadas con trazadores. Una aproximación más cercana al flujo tipo pistón se puede lograr incrementando el mí mero de compartimientos y asegurando que el diseño de los puertos de paso desde un compartimiento al siguicnle hagan imposible cualquier cortocircuito. Otro requerimiento primordial en los tachos continuos es asegurar que no existan regiones de estancamiento. Esto también puede ser establecido a partir de pruebas con trazadores. Número de compartimientos. Un sistema de flujo tipo pistón asegura que todos los cristales tengan el mismo tiempo de residencia, y por lo tanto asegura una distribución de tamaño de cristales uniforme en la masa cocida producida. Adicionalmente se promueve en general la velocidad de la cristalización, Uebido a que la pureza del licor nwdre cambia a lo largo del sistema. donde la cristalización en la parte inicial ocurre a una tasa más rápida partiendo de licor madre de mayor pureza. Rein et al. ( \9S5) demostraron como el tamaño de los cristales y la distribución de tamaño (o C\1) pueden ser calculados con un moJelo de tanques en serie, basándose en el supuesto de una distribuci6n de tamaño logarítmica normal. La ecuación para la varianza cr~ de la distribución de tamaño (sobre un número base) está daJa por:

, , e. t'

0 cr-=cr-+-'-+¡,·k ·t \ N G

15.4.3 Comparación de cvapo-cristalizadores continuos y discontinuos

15 Cristalización

esta ecuación puede ser utiliz·¡J·t "' , p¡¡r¡¡ , erecto . del número de companimion¡ ... o~.. (o , sen e) sobre el CV de los cristales en el"""''"" . t'~~ tle ma~as .~ocidas A se ajustaron con est¡¡ ClOil, conslglJlendosc valores típicos para mm/h y para p de 0.05 mm (Rein et al. 1985 do estos valores, se calcularon cifras de CV). condiciones típicas de _masas cocid·ts . '· ·'\ que· sentan en la f¡gura !J.28. \Frinlu s'• \\'/.1/{(' ,., reportaron valores de p entre 0.03 y 0.! tachos de A y B de fábricas de crudo, cn<eun
al incrementar el número de tanques,'';'.'','', s.·,'':~'~?or'',"' cima de 12. A partir Jc pmebas con t1 determinado que el tacho continuo de 1:2 compartimientos se puede 1, 1 madamente como 18 tanques en serie (Rein 19S5), y que Jos 1O compartimientos del se comportan como 15 tanques en serie (ArCI'di
10

o

(15.4H)

donJe: o/ varianza tle la distrihuci{m del tamaño de cristales en semilla; k 0 tasa de crecimiento promedio en mm/h; N número de tanques en serie; T tiempo en h; p constante tle proporcionalidad en mm, expresando el grado de dispersión de los cristales para cierto incremento del tamaño de cristal (Wright y White 1969). Con hase en el supuesto de que no se presenta nuclcación, rompimiento, o aglomeración de cristales,

~

"¡¡ "' u

w

=

Magma semilla CV 40

5

Magma semilla CV

o

~

o

.i5

~

u

-5

o

/

/~

=30

/ 5

to

15

20

25

r-Júmero equivalente de tanques en ser1e

Figura 15.28: Cumbio de CV calculado dc~dc la hus\a la masa cocida con ba~e en mediciones en el cnnlinuo A de la fübrka Maidstonc (Rcin t lJH7)

compartimientos generalmente tienen el

·volumen. simplificando la construcción y cnstns. Bmadj(wt ( 199:2) mostró que el ideal incorpora compartimientos que aumcn',,.tamt'ID" desde lu alimentación hasta la desearlos compartimientos se dimensionan para pro¡ igual tiempo de residencia de Jos cristales cmnparrirniento. la distribución del tamailo 111 ejoradt, resultando en un CV alrededor unidades por debajo del caso de compartimieni!!tWI tamafio ( Bmcu{fóot 1992). En la práctica, ~ 1 se busque un incremento muy grande de de cristal entre semilla y masa cocida, o que un bajo número de compartimientos, este

Comparación de evapo-cristalizadores continuos y discontinuos Las condiciones generales que favorecen el cmde tachos discontinuos y continuos han sido rcsumiJas pur Le\'CIIspiel ( 1962), haciendo rea Jos reactores químicos: ''E( reacwr discontinuo t~ji·ece COliJO 1·entajas 1111 hqjo costo de instmmellfación y flexibilidad de operacirín (euedc ser detenido fácil y rápidamente). Tiene las desi'CIJU(jas de mayores costos de labor y o¡u.•racián, .fi·ccllellfemellfc considerable.\· tiCIII(If/S muertos durante la descm:lja, lim¡;ie:a, y recm:r;a, además de 11110 me1wr capacidttd de control sohre la calidad del prodllcto. Por lo tanto, se puede generali::.ar que los reacrorc.1· discontinuo.\' sm1 apropiados para la pmduccirín de peque!las cantidades de material o para ¡~roducir mur:lws productos d(!Creutes cm11111 mismo equipo. Por otro lado se encuc!ltm ljllf' ¡;u m el tratamiento químico de gmndes cantidades de material, el proceso continuo es casi .l'iempre el nuís económico". anülisis es igualmente válido tanto para t<Jchus como continuos. A medida que las füsc han expanJidn y buscado formas de mela eficiencia operacional, los tachos continuos probado ser económicamente más efectivos.

Economía de vapor. Los tachos continuos pueuti!izar vapores de menor presión en la calanmientras que aún se depende exclusivamente

ct:::.::i.:~ul:,ciór

natural. Esto permite lograr abonos que pueden ser significativos cuando así se

447

requiere. Los tachos continuos usualmente operan con valores de b.t entre :25 y 40 "C como se aprecia en la Figura 15.27. Los tachos Jiscontinuos de circulación natural tienen que operar con valores tle ót por encima de 40 oc para poder lograr tiempos de cocimiento razonables, particulanncnle a medida que el tacho se llena. Algunas fábricas operan Jos tachos continuos utilizando vapor 2, o incluso vapor 3, obteniendo ahorros de vapor significativos. Adicionalmente, los soplos Ue vapor son eliminados, reduciendo la demantla de evaporaciún total. Cuando se buscan ahorros tle vapor excepcionales, el tacho continuo vertical BMA ofrece ventajas. Este puede operar con un ót bastante bajo debido a los impulsores forzados. y puede ser utilizado en conjunto con un rccompresor mecánico de vapor. Debido a la operación continua. el vapor puede ser extraído del tacho y rccomprimido continuamente para el suministro de vapur a la calandria. Volumen de evapo-cristalizadores. El uso del volumen instalado es m<Ís eficiente en los tachos wntinuos. La relación entre el tiempo de residencia real 1 nominal es de 1A a 1.8 (Sección 15.4.:2). Adicionalmente, dado que la proUucción es continua y el tacho estü siempre lleno, se evita el tiempo muerto aso~.:iado en los tachos discontinuos a descargas y soplos de limpieza. Por lo tanto, la eficiencia volumétrica de un tacho continuo es en general !.S veces mayor que la de un tacho discontinuo. Al comparar el costo Ue los tachos discontinuos y continuos es importante tomar en cuenta esta diferencia en di~ ciencia volumétrica. Control del proceso. El control de los cocimientos en tachos discontinuos es más complicado que en los tachos continuos. a pesar de que los últimos tienden a tener más lazos de control pnr tacho. Ambos tipos de tachos pueden ser automatizados exitosamente. Incrustación de las superficies internas. Este problema no se encuentra en los tachos discontinuos, Uebido a que nonnalmentc se limpian ·soplando' vapor al final de cada templa. Este problema no es importante en los tachos continuos deBo C, que pueUen operar durante largos periodos sin tener que ser liquidados. Por otro lado, con cocimientos tle alta pureza la incrustación tic las superticies de los tat:hos continuos puede ser severa y conducir a la formación de aglomerados.

15.5 Control y operación de evapo-cristalizaJorcs

15 Cristalizadón

de agitación mecúnica (A/fard y Doy/e 1 ; w 11 'i llnnu{(UfJ/ 1998 ). Otra aproximación

Costos de capital de las instalaciones. Los tachos continuos pueden resultar aparentemente más caros por unidad de volumen. pero no cuando se toma en cuenta la eficiencia volumétrica. Un estimativo de la comparación de costos de capital para una nueva fábrica mostró que el sistema empleando tachos mntinuos representaba apenas un poco más de 213 del costo del sistema convencional con tachos discontinuos (Rei11 1992). Los ahonos en costos de capital se deben a que los equipos auxiliares. tales como homhas ele vacío y bombas de agua de inyección. no requieren tener la capacidad para lidiar con los elevndos picos de carga asociados a los tachos discontinuos; esto significa que es posible utilizar bombas más pequeñas.

Flexibilidad de la casa de cocimientos. Los sistemas discontinuos tienen mayor flexibilidad. Dependiendo del momento durante la zafra y la pureza de la caña, las cantidades relativas de masa cocida A. By C cambian. Con tachos discontinuos es fácil re-acomodar las tareas de los tachos para ajustarse a estas variaciones. Con los tachos continuos esta llexibilidad se pierde y los tm:hos deben diseñarse para poder afrontar los picos de carga. Operación. Las fábricas que han reemplazado tachos discontinuos por tachos continuos usualmente han logrado ahorros en los requerimientos laborales o de operación. Los tachos continuos operan de manera estable requiriendo menor supervisión que los tachos discontinuos. Calidad del azúcar. Gracias a la haja cabeza hidrostática en los sistemas continuos las condiciones de cristalización son m<-ÍS uniformes. La cabeza hidrostática de masa cocida se reduce. y con buena circulación. las variaciones de temperatura dentro del tacho son menores. Pruebas comparativas de evapocristalizadores continuos y discontinuos han mostrado que el color del azúcar producido en un tacho continuo de masa A fue en promedio !6% menor que la producida con tachos discontinuos (Rein 19~7). Los tachos discontinuos ofrecen una ventaja en tCrminos de la distribución del tamaño de grano, dado que cada cristal tiene el mismo tiempo de residencia en el sistema. Sin embargo. siempre que se preste adecuada mención a la obtención de una distribución apropiada del tiempo de residencia, próxima al flujo pistón, y que la calidad de la semi-

\¡ {/.1

"

por FC8 involucra la adición de m:ís tubos , al banco de tubos que constituye la car (}ournct y Pellewn 2001 ). Una expansión de ••. ¡JOsibk usando esta aproximación, pero se r11 ~:S ' lu altura hidrostática y la resistencia al 1

_ r·1a en-: _ Expansión de la capacidad. Un·¡' fil oso munmente empleada cuando se requieren siones manrinales ha sido ]¡_¡ insta]· 1,· 1•1•111 ¡ · . . __ . '"' te un ¡· cho contmuo de C, y la reasJnnaci(írt de 1 . • a . . e os tuchns d1scontmuos de C para las templas- de B u :·\ ..Subsecuentemente, cuando algunos de los· 1,,_ .1,.hos.· m···. . . .... VIeJOS o pequeños se tornan difíciles de 111 -1 1 ~ . · •nener se procede a ~nstalar un tacho continuo para masa 13 : Esta esu·ategw conduce a tener !inalmL'nte una esta. ción de tachos más compacta, con mennr nürnero de tachos. sin que sea necesario expandir la edilicw.:kín. Un ejemplo de como el uso de tachos curuinuos en proyectos de expansión puede conducir a una esta~ ciCm ele cocimientos simpliflcada fué presentado pm Re in y Msimanga ( 1999). La estrategia general de reemplazo de !ns tachos de menor capacidad por unidades más grandes csifi también disponible con la opción de utilizar tachos discontinuos. Sin embargo. para los tachos discontinuos existe un límite de capacidad mCtxima. En la mayoría de industrias azucareras los tachos rmis grandes no exceden 100 m 3• y aunque s~ pueden en~ contrar algunos más grandes en operaciün. estos no llegan a aproximarse al tamaño de Jos tachos continuos que se encuentran actualmente en las fübricas, por ejemplo por encima de 200 m.l. Debido a que la capacidad efectiva ele un tacho continuo es aproximadamente ~O % mayor que en un tacho discontinuo equivalente. un tacho continuo de 200 m 1 iguala en términos de capacidad a un tacho discontinuo de aproximadamente 360 mJ. Expansiones marginales ele 1O r;'r se pueden lograr más fácilmente con tachos discontinuos. Una pequeña expansión de este tipo puede lograrst.: ins· talando un tacho discontinuo adicional v redistribuyendo los tachos de la estación. Esto se podría lograr tan fácilmente con tachos continuos. Sin embargo, con los tachos horizontales moúu~ lares de mú!ti~les compartimientos es posible adicitmar compartimientos para incrementar la capacidad cuando se contempla una expansión pequeña y/o la adición de una etapa final con una ültima cd4

1;n

Control y operación de evapo-cristalizadores Ciclo en evapo-cristalizadores discontinuos Los pasos involucrados en el ciclo convencional un tacho discontinuo se describen a continuaEl tacho Sl~ cierra y se induce el vacío. Usualmente el tacho se encuentra lleno de vapor luego del soplo de limpieza. que se logra admitiendo vapor por la parte superior del tacho hasta que el mpor comienza a salir por la vúlvula de descarga. La inyección de agua al condensador reduce nipidamcntc la presión absoluta. El tiempo requerido para que la bomba de vacío (o eyector) logre remover la pequeña cantidad de gases incondensables remanente se reduce ampliamente en comparación con tener que evacuar un tacho completamente lleno de aire. El tacho sc llena con meladura hasta alcanzar un nivel justo por encima de la calandria. Luego se permite la entrada de vapor o escape a la calandria y el pie de templa se concentra hasta el nivel deseado para el semillamiento. Durante esta etapa la tasa de evaporación es elevada y se debe tener cuiJaJn para asegurar que no se presenten arrastre~.

3. Una vez que se logra alcanzar la concentración correcta de sólidos disueltos. el tacho estará listo para el s~millamiento. Usualmente el tacho se mantiene a la concentración deseada para estabilizar ames del semillamiento. Cualquiera de los tres métudns siguientes puede ser utilizado: a¡ Ln concentraciCm se puede llevar hasta la regilm lübil, donde el grano se forma espontCtnL'amente: cuando el operador del tacho

449

considera que se han formado sullcientes granos, se procede a adicionar agua para reducir la concentración hasta la región metaestable. b) La carga se concentra hasta alcanzar la zona intenncclia, luego de lo cual se adiciona una pequeña cantidad ele polvillo de azúcar: esto induce la formación de nuevos núcleos de crecimiento en el líquido y se cunoee como semillamiento por choque (shock). e) El licor se concentra hasta la regi6n metaestable, luego de lo cual se adiciona una suspensión (sluny) que contiene granos de semilla flnamente molidos: los pequeños cristales del slurry son Jos núcleos de crecimiento sobre los cuales se cristaliza a lasacarosa. Esto se conoce como semillamiento completo y en teoría el número de cristales de la masa cocida está determinado por el nümero de cristales en el slurry adicionado. 4. Para establecer el tamaño de grano se requiere que el licor madre sea controlado ele cerca asegurando que los cristales crezcan y que no se presente disolución de cristales. En este punto el área superficial de los cristales es pequeña y la tasa de evaporación es potencialmente mucho mayor que la tasa de cristalización: es necesario adicionar agua para reducir la tasa neta ele evaporación. o en caso de contar con un impulsor que permita mantener la circulación, se restringe el suministro ele vapor a la calandria. No se adicionan ni meladura ni mieles durante esta etapa, dado que tendríun el efecto de dispersar a los cristales e incrementar la distancia entre ellos. Esta etapa contimía hasta establecer suficiente área super!icial de cristal (los granos han sido llevados a estar prüximos simultáneamente). 5. Cuando se utiliza magma como pie de templa, el semillamiento es innecesario. Sin embargo se requiere disolver a !os cristales pequeños indeseables y llevar a la masa cocida husta la condiciün o consistencia correcta antes de iniciar la alimentación. 6. Inicio de la alimentación de meladura/miel. En este punto el área supertlcial de Jos cristales es sutlciente para reducir razonablemente el riesgo de que se presente formación de falso grano. La alimentación se efectúa a una lasa que permita mantener el contenido de cristal y la consistencia de la masa cocida en un valor óptimo.

Uefi•n•ncias plig . .J(¡:!.

450

15 Cristalización

7. Cuando el nivel en el tacho alcanza el valor nominal se procede a suspender la alimentación. La masa cocida se concentra finalmente hasta el nivel de sólidos deseado para poder lograr un buen agotamiento. 8. La válvula de vapor se derra, se rompe el vacío permitiendo el ingreso de aire al tacho y se abre la válvula de descarga. El contenido se descarga por gravedad a un cristalizador o un recibidor de masa cocida. Alternativamente, parte del contenido puede ser enviado a otro tacho: en este caso la alimentación de meladura/miel se reanuda posteriormente para continuar el crecimiento de los cristales hasta un mayor tamaño. 9. Una vez que el tacho se encuentra prácticamente vacío, se procede a inyectar vapor u agua caliente para limpiar el tacho. Es importante asegurar que la masa cocida se remueve totalmente antes de iniciar el siguiente ciclo. El agua de lavado se envía fuera del tacho, al refundidor (para tachos A) o a tanques de mieles, de manera que la masa cocida descargada que ha sido cuidadosamente concentrada no sea diluida inmediatamente. Es importante minimizar el tiempo no productivo del tacho mediante un planeamiento cuidadoso de su operación. También ayuda romper el vacío y elevarlo con vapor en el tacho. Las tuberías y canales para romper vacío y masa cocida deben ser dimensionadas adecuadamente, así como también las válvulas de descarga para minimizar la pérdida de tiempo.

:a/ferson ( 1985) recomendó procesar molmo de bolas dos partes de alcohol con una parte de azúcar granulada Juran"t",'PrtlpUihi cantidad de slurry requerida usualmente es nada a partir de la experiencia. Se cree t¡u . . cenia yana de casos no ocurre seiml\amiento decir que algunos sitios de nucleacitín, enm¡JICI:o,,¡,i·' fom1an cuando se adiciona el slurrv. En nerales,la adición de más slurry Ct;nduct"·"anuunno•¡ "''''"' tamaño de los cristales en la masa cm.:ida. UCb¡(Jo lt esto es importante tener una preparaci6n eonSIS!ente. , del slurry. Ninela y Rajoo (2006) recomendaron el uso 20 mL de slurry por m 3 de masa cocida C.

En los cocimientos discontinuos con semi~ llamiento el tamaño de t.:rista] es afectado por la cantidad y calidad de la semilla como se rnenCJn-t: nó anteriormente. Tanto para tachos discontinuos continuos, el tamaño y la calidad de! magma o sew milla utilizados como pie de templa tiene un efecto significativo. Una baja relación entre volumen del pie de pla y volumen del tacho contribuye a lograr los querimientos de tamaño de cristal en el producto. En caso ele que no sea posible lograr estn en una etapa, como es nom1almente el caso. la masa , se debe partir una o más veces para poder tamaño de cristal requerido.

15.5.2 Sernillarniento

15.5.4 Pruebas de vacío

La nucleación usualmente se induce en los tachos mediante adición de una suspensión o 'slurry' que contiene partículas de azúcar molidas muy finamente. Varios métodos para la preparación del slmTy son utilizados. pero normalmente involucran el uso de molinos de bolas para preparar una suspensión de alcolml y azúcar refinada durante cierto periodo detenninado. típicamente 11 h. Ninela y Rajoo (2006) describen los procedimientos ulilizados en algunos ingenios de Sudáfrica: el procedimiento recomendado involucra moler 800 g de azúcar en 2 L de alcohol/alcohol desnaturalizado en un molino de bolas de 160 mm de diúmetro y 200 mm de longitud a 74 min- 1• Luego de finalizada la molienda el slurry se lleva hasta 6 L.

Es importante efectuar periódicamente una sión de los evapo-cristalizadores para tradas de aire o fugas de vacío. Debido a las ciones húmedas y calurosas. la com1sión es '''''""'"'"" causa de preocupación. Las pruebas de vacío consisten en inducir vacfa en el tacho y registrar el incremento de presión respecto al tiempo. Partiendo del hecho de que presión absoluta del tacho sea inferior a 53 h:Pa. el !lujo de aire entrando al cuerpo es independiente de la presión absoluta. Se considera que las pruebas vacío en tachos nuevos deben indicar un 1 de presión por debajo de aproximadamente 10 en 60 minutos, y 1O kPa en 30 minutos para más viejos.

451

15.5.5 Evaluación de la calidad de los cocimientos

Evaluación de la calidad de los cochnientos

de cristal elevado implica obtener un Brix elevado en la masa cocida.

El objetivo global de la estación de cocimientos . tanta azúcar como sea posible, mientras "' producir cristales del tamaño requerido lot!rc un:7 buena distribución de tamaño. Es también ¡0 grar esto con la mínima capacidad positm:hl;S y sin excesivo consumo de vapor o esfn:cueJKia no se aprecia cuan grande es el eme. L''" >>f••clr' q11,, tiene el trabajo de cocimientos efectuado wchos de A y B para lograr estos objetivos, tal ilustra en la Figura 15.11 (Seccilín 15.2.6).

Valor objetivo en la práctica para el contenido de cristal en masas cocidas. Un valor objetivo para el agotamiento de masas cocidas A que se utiliza con frecuencia en Sudáfrica es:

""''"""

Medición de la cticicncia de los cocimientos "rndo de cristalización akanzado se mide mee ' el agotamiento, o alternativamente mediancontenido de cristal, expresados ambos como '+'oc>rCCiliCIJ'· El agotamiento representa el port.:entaje sacarosa en la masa cocida que está presente en cristalina. Este se puede calcular utilizando fónnula SJM ( 15.26), suponiendo que el azúcar \' cristalino tiene una pureza de 100: A¡:otamientu

~ 100 · 1()(J.( P,." - p""') P.\tu · (100 - P/,1nl)

(15.49)

(15.51)

Agotamiento= O. 775 · P~~a

Esto indica que un mayor agotamiento se puede lograr a medida que se incrementa la pureza de la masa cocida. El límite del contenido de cristal clepenJe de la pureza de la masa cocida. En Australia, Brocu(j(Jo/ y Pennisi (200 1) propusieron una ecuación para los máximos valores posibles de contenido de cristal por cada 100 g de sólidos, en el rango de pureza de 65 a 100: = -0.01 9 ·(/~\In )

\l'cr,!JS

2

+ 4.2 · F~~a - 159

( 15.52)

Esta ecuación restringe el contenido de cristal a un valor de 7 1 % cuando la pureza es 1OO. Los autores opinan que en !a prüctica debería ser posible alcanzar valores hasta de 90% del valor límite. La ecuación se presenta grúficamente en la Figura 15.29. junto con 80

una alternativa el contenido de cristal de cocida descargada puede ser utilizado como \ \ ""'"""' de desernpeñn. pues el factor limitante del :< P"""'" de evapo-cristalización es en realidad el con\\ '""'"" Ue cristal en la masa. La ecuación para cantede cristal. es det.:ir g cristal/lOO g masa cocida. es similar a la ecuación para agotamiento. tal nbscrva en la ecuación ( 15. 19). Al comparar ecuaciuncs se puede observar que la relación agotamiento y contenido de cristal está dada

~

70

o

~

o o

60

""

50

o o o

~ 40 5 o

~

o

30

~

o

8o o

20

V

10

(15.50)

o

50

. tJ e<mt•,niuc de cristal se expresa frecuentemente con a la materia seca de la masa cocida. cxclupor nmsiguiente el agua, como se muestra en \ ' iaecuaei,:;r ( 15.20). Esta es una ecuación más simple ecuación ( 15.19). exduyendo a la materia seca de la masa cocida. En consecuencia es te6ri·•·••.· . · cmnentc una mcUida menos confiable del desempeño los tachos: no obstante, el logro de un contenido

60

70

80

90

100

Pureza de masa cocida en %

O Valores máximos SR! (ecuación 15.52) 1!11 Objetivo SA 11.. Desempeño SA Oesemperlo Louisiana @ Máximo teórico O Ecuación 15.28

Figuro 15.29: Cifras de contenido de cristal en masas cocidas en función de la pureza de la masa cocida Ucjáenria.1·¡nig. -162

15 Cristalización

452

30 ¡¡'?. e ru o

agotamiento calculados se ven afectados de purezas aparentes y Brix . · por

25 20

N

~

"ru

~

u m u

" u

15.5.6 Temperatura y presión de ebullición

15 10

S

o

70 80 90 60 Pureza de la masa cocida en %

50

D Valores máx1mos SR\

100

1111 Objetivo SA

Desempeño Louisiana

Desempeño SA

Figura 15.30: Cifras de la Figura 15.29 cxprcsudas como caídas de pure1.a en función de la purc?a de la masa cocida

los máximos valores límites calculados en la Sección 15.1. 7. Algunos valores logrados en la práctil:a también son presentados con base en datos reportados en las memorias de SASTA entre 1999 y 2003, y de experiencias en Louisiana (Birkell, comunicación persona]). La ecuación (15.5:2) parece ser aplicable cuando la pureza es elevada. pero es evidente que subestima los valores a bajas purezas. La ecuación ( 15.2H), que esli.Í. basada en contenidos de cristal logrados en ingenios azucareros Sudafricanos, también se presenta en esta figura. La misma información es presentada en términos de caídas de pureza en la Figura 15.30. La caída de pureza depende de la pureza de la masa cocida Je manera algo impredecible. El contenido de cristal y el agotamiento son por consiguiente los criterios de desempeño más confiables. Para los cálculos Je fábrica normalmente se hace uso de purezas aparentes. En particular, para los cocimientos de baja pureza, el contenido de cristal y el

de la pureza real y la materia seca. Estos se pueden consiJerar como contenidos . , cristal. En la Tabla 15.11 se sunicren 1.. 1 • • to ·.t ores Je l~s .lumtes alcanzables e~ la pn.ktica cnn 1 cocm11ento para masas coc1das Je pureza promedio. En los codmientos Je masa C cxist·· . . . . . · - en otros; Jel!vos aLl!c!onales al conten1do de L'rist·rl .. . · ' que bien son Importantes, los cuales se describinín Sección 18.3.2. Es importante evitar que el do de cristal de la masa cociJa C caiga por de 25 g/1 00 g de masa cociJa. n de lo c·o"''""'·· agotamiento se verá afectndo.

Tamaño de cristal. Los métodos para 1 del tamaño de cristal se discutieron en Ja 15.1.6. El CV se Jefinió en la ccuaci!ín {1 como la relación entre la desviuciún cstündar distribución y la media, expresada en tCrminos porcentaje. Para los cocimientos de alta considera que un CV alreJedor de JO (;é es aunque un CV müs bajo es ftü:il de lograr con yores aperturas medias Je cristal. Corno · es posible utilizar un límite de la cantidad de como parámetro Je control de tamaño. El CV es inferior en los cocimientos de baja rurcw. , efectos de dispersión de la tasa de i los cristales que son más frecuentes a bajas (Rcin y Aisima11ga 1999). Medir rutinariamente el tamaí1o de cristal masas cocidns descargadas es una buena En particular para las masas cociJas C el cristal afecta a la pérdida de sacarosa en miel ocurre en las centrífugas. Una fotografía o 1 de video de caJa masa C des<.::argada es una útil para el control de desempeño. ya que el mento de pureza en las centrífugas depende cativamente Jel tamaño de cristal.

Tubln 15.1 t: Valores ubjc1ivo del contenido de cris!a! en masas cocidas de dil'crcntc pureza Pureza de la masa cncidn Refinería Masa cocida A !\-lasa cocida B

Contenido de cristales en g pnr lOO g de stílidos

99

6-l

R5

57 -1-2.5

6S

Contenido de cristales en g por ! 00 g de masa cocida 57 52.5 40

6!

453

Temperatura y presión de ebullición

15.5.8 Operación de evapo-cristalizadores continuos

d prtK"eso de evapo-cristalizaci6n pucpérdidas de sacarosa significativas. Por es conveniente reducir las temperaturas al rnínimo valor práctico y minimizar de residencia en los tachos. Con altos

El contenido de cristal en el primer compartimiento debe ser suficiente alto y proveer suficiente área de cristal para obtener una elevada tasa de cristalización sin formación de falso grano. A partir de entonces el contenido de cristal es el parámetro que se controla con la mayoría de transductores de medición. El contenido de cristal debe aumentar progresivamente a Jo largo del tacho. Esto se comprueba por meJio de meLliciones del contenido de materia seca (ROS) al momento de iniciar el tacho, y periódicamente según sea necesario. Un perfil ideal del tiempo de residencia ROS a través de los tachos no ha siJo establecido. Existen Jos escuelas de pensamiento: la primera se aferra a la creencia de que el contenido de cristal se debería mantener alto durante todo el recorrido a través Jel tacho; la segunda estima que un ROS ligeramente inferior en los compartimentos intermedios conduce a una mejor circulación y a una cristalización más unifonne. En ambos casos, el contenido de cristal de la masa cocida producida se debe mantener tan alto como sea posible para lograr un agotamiento elevaJo. Es imposible hacer concertar a la tasa de evaporación y la tasa de cristalización a lo largo de toJo el tacho. Dependiendo de las condiciones y el desempeño del tacho, una u otra será el factor limitante. En las primeras etapas es müs probable que la tasa de cristalización constituya el límite. mientras que en las últimas etapas el Brix de la masa cociJa es mayor y es müs probable que la evaporación sea limitante, ya que la superficie del cristal es elevada. Al comparar las tasas de cristalización en tachos. tanto la tasa Je cristalización como la tasa de evaporación inJ-luencian los resultados obtenidos. Debido a que los tachos continuos operan bajo condiciones estables se espera que los arrastres sean reducidos. El detenimiento de una estación de tachos con unidades continuas es simple. Para un paro de mantenimiento de 16-horas no se requiere tomar ninguna medida en particular con respecto a los tachos continuos. excepto tal vez reducir ligeramente el nivel de la masa cocida. En caso de que se presenten paros de fábrica müs largos. el suministro de vapor calefactor al tacho se puede interrumpir, sin que sea necesario tomar ninguna otra acción. Los tachos continuos

''"""'"""

~"'""""''' Je !us masas cocidas se reduce la cande masa a <.::ocer, contribuyendo a reducir i de sacarosa al mínimo. _. bajas temperaturas de ebullicidn permiten , . el uso de extracciones de vapor desde el tán~~ evaporadores para calefacción en la calanobteniendo una diferencia de temperatura sufi. para la transferencia de calor. La mayoría de se efectúan con temperaturas de la masa en e! rango de 63 a 70 Los cocimientos en partindar requieren más tiempo y son ¡ro¡JetlJsos a reacciones de tipo Mail/ard, siendo operar a la más baja temperatura de masa posible. Es importante mantener una presi6n estable durante el proceso: en caso de tevariaciones importantes estas pueden conducir de cristales o formación de falso grano. ¡osefectcrs indeseables. En los cocimientos de refinería, la temperatura se mantiene es ligeramente más elevada para la tasa de cristalización. El tiempo de enes mucho müs reducido y se pueden tolerar m>¡Jenllunrrs: müs altas.

.e

oc

Efecto de las condiciones del evapo-cristalizador y de su operación sobre la calidad de azúcar Los tachos cnn buena circulación de masa cociproduccn azúcar de mejor caliJad; esto constituuna Ycntaja rarticularmente en Jos tachos conliLa calidad del azúcar también se ve afectada l control global de la estación de tachos y por el de control del proceso individual en cada taUn buen control automático siempre conduce a de Lalidad mejorada y más consistente. Bt~jas · de ebullición minimizan la formación 1 a reacciones Je Mai!!anl y otras re-

454

15 Cristalización

se pueden poner en línea nuevamente con facilidad luego de las paradas, siempre que se tenga el cuidado de no comenzar a alimentar meladura o mieles antes de que el tacho se encuentre circulando bien.

Liquidación y limpieza. Los tachos continuos A se descargan y limpian siguiendo ciclos regulares, usualmente de una u cuatro semanas. La planeación de las limpiezas usualmente se hace buscando coin~ cidir con los paros de mantenimiento programados. El efecto de la interrupción sobre la producción se puede minimizar si se presta sul1ciente atención a los detalles. En Fclixton el tiempo total de parada asociado con la limpieza de los tachos continuos A se redujo de 6 1,4 a 3 1/2 horas (Montocchio 1988). Esto implicó la limpieza con soplos de vapor en lugar de hervir con agua, además del uso Ue recipientes de semilla y cortes de templa para almacenar masa cocida de las diferentes secciones del tacho. Almomento del arranque, las masas t:ocidas se llevan de nuevo al tacho para minimizar el tiempo requerido antes de empezar a producir masa cocida aceptable. Bmadj(_¡of el al. (2004) infom1aron sobre un tiempo de parada correspondiente a sólo 3,6 h para cuando el tacho no se alimenta con meladura. El sistema continuo BMA se instala con la posibilidad de puentear cualquiera de las cuatro etapas, de modo que una etapa puede ser limpiada a la vez con mínima perturbación de la producción. Los tachos Fletcher Smith se instalan a veces con una partición al t:entro, de modo que cada mitad del tacho se puede operar independientemente de la otra. Esto proporciona la capacidad de limpiar una mitud del ta~:ho mientras que la otra mitad sigue en funcionamiento. Los tachos l:tmtinuos B usualmente son vaciados y limpiados con una frecuencia entre 4 y 20 semanas dependiendo de la zona de cultivo de la caña. Los tachos continuos de C operan a menudo sin requerir limpieza durante toda una zafra de 40 semanas. pero se pueden limpiar müs frecuentemente. Incrustación. El problema de la incrustación de azú~:ar en las superficies internas de los tachos ha sido tratado con algo de detalle (Rein 1990). En realidad esto sólo es signiticativo con masas cocidas de alta pureza, y si no se mntrola es causa de los siguientes problemas: El azúcar, que se acumula sobre las superficies internas, se rompe en terrones, que pueden He-

._gar

15.6.1 Transdudures de medición

a bloc¡uear los tubos o i'ls • "-

·'"S'" u..__. ~-<~rgas

'"'"""''·L

presencia de terrones en el aZLÍl:ar La incrustación progresiva 0 ensu .·, . . . · Cl<~rn~ento las superfic1es de calefacción red u .• l· , . · ., ce .t l'>' Dado que los mecanismos de incrustac·1 • · on son ferentes, se debe establecer una distinc 1·,·1 . . · n entre mcrustacJ.ones acumula~as por encima de] nívej masa coc1da y por deb
Mii\Ín·uzttr· las superficies expuestas, tales como bnnes: APlicar ~e-riódicam:nte agua o meladur~ .de aJimentacmn pulvenzadas sobre las superhl:Ies expuestas: p¡¡sar una tubería de agua ti·ía por encima de los bailes. de modo que la condensación resultante escurra sobre el bafie para mantenerlo limpio; Elevar el nivel de la masa cocida peritidicamente porencinm de las áreas incrustadas: Asegurar un buen control ele la sobresaturación y el contenido de cristal; Operar el wcho en la forma más estable posible. ah!unos casos se recurre a elevar periódicamente ~ absoluta del tacho para denelir las incrusEstc procedimiento no es recomendable ya altera severamente las condiciones de la masa y !as altas temperaturas promueven proble.incrustación por debajo del nivel de la masa

Instrumentación y control del tacho Transductores de medición Los métodos convencionales para medición de · flujo y nivel no revisten ningún problema en J;'"""""'· Para el control de la presión se requiere transmisor de presión absoluta, en lugar de un ifansnriis·¡.rr de vado (transmisor de presión que mide presión relativa a la presión atmosférica). Esto <Jite la temperatura de ebullición en el tacho vea afectada por cambios de presión atmosféLas mediciones utilizadas para el control de los · son sensibles a variaciones de temperatura lo tanto es importante tener una temperatura j.
'"ll""'

455

Jebe ser controlada. A medida que el proceso de evapo-cristalización transcurre, el control del contenido de cristal se vuelve más importante, siendo el factor dominante que determina la consistencia al final de la templa. Para determinar la concentración del licor madre (supersaturacitin). se pueden utilizar mediciones de !u clevaci(m del punto de ebullición y refractó metros en línea. Estos son útiles al comienzo de los cocimientos, pero únicamente miden las condiciones del licor madre y no pueden ser utilizados para el control Je Lodo el ciclo. Las mediciones del punto de ebullición son además afectadas por cambios en el nivel de masa cocida. Algunos transductores utilizados son sensibles a la concentración, tanto en el comienzo del cocimiento como a través de todo el ciclo: La conductividad eléctrica es un método útiL En realidad mide la actividad de los componentes iónicos, pero depende tanto de la concentración del licor madre como de la consistencia de la masa cocida, que son afectados por el aumento del contenido de cristal. Este método se utiliza casi universalmente para masas cocidas B y C. donde el contenido de cenizas es elevado y relativamente estable; para las masas cocidas de alta pureza este método es menos confiable, pues las variaciones del contenido iónico tienen un mayor erecto sobre el valor absoluto. La conductividad no es lineal respecto a la concentración de sólidos Uisuellos. Los transductores de viscosidad se comportan de manera similar a los de conductividad, pero puede utilizarse en todo tipo de cocimiento. Los medidores de consistencia Zieg/er fueron comúnmente usados en el pasado, pero estos y otros transductores de viscosidad son menos frecuentes hoy en día. Los medidores de conductividad por radio frecuencia miden las propiedades eléctricas a las frecuencias ele radio (R(/({(on/ et al. 1988: Rei· c!wrd et al. 1992). Estas medidones son afectadas tanto por la conductividad como por la constante dieléctrica. Tienen algunas ventajas sobre mediciones de conductividad convencionales, ya que pueden operar en ausencia de impurezas iónicas {es decir en cocimientos de rellnería), pueden tolerar cierto grado de incrustación de la sonda sin que las lecturas se vean afectadas, y es posible obtener señales separadas representa-

Rtj"crencias ¡){ig. ./6:!.

tivas Je las propiedades de resistencia y capm:itancia de la masa cocida. Los medidores de densidad nuclear son sensibles al contenido de nistaL pero relativamente

insensibles a cambios en la concentración del licor madre. Sin embargo estos se pueden utilizar

para el control del crecimiento de los cristales 1988). Las mediciones de absorción de microondas son bastante sensibles al contenido de agua y por lo tanto permiten medir el contenido total de só-

{DOIIOI'all

lidos con exactitud. Son similares a las mediciones de JensiJad nuclear en el sentido de que son más sensibles al contenido de cristal que a la concentración del licor madre. Su mayor vent<\ja radica en el hecho de que la medición no se ve afectada por los cambios de pureza (Saska y Rei11 200 1). Es importante considerar cuidadosamente el sitio de instalnción de los dispositivos de medición. Estos deben localizarse sullcientementc lejos de la alimentación y de las burbujas de vapor como para que estas no puedan afectar la medición. El sitio de instalación se vuelve más critico cuando el tacho no tiene buena circulación. particularmente al final de los cocimientos. La mejor posición para los electrodos de conductividad en un tacho discontinuo es dentro del tubo central de descenso; como alternativa. se pueden instalar en el fondo del tacho en una región donde la masa cocida se muevu nípidamentc.

15.6.2 Dimensionamiento de válvulas de control Un correcto dimensionamiento de las válvulas de control es esencial si se quiere obtener un control bueno y confiable. El primer requisito es determinar los flujos mínimo, medio y máximo a esperar. Luego es necesario calcular los valores de Cv para estas condiciones, que permitirán establecer el tamaño necesario de la válvula de control a partir de las especificaciones del proveedor de vülvulas. Para los flujos de líquidos, el Cv se define como elmímero de galones americanos de agua (US gal) que la válvula puede pasar con una diferencia de presión de 1 lb/ pulg2 a través de la válvula. La ecuación es:

e,

15.6.3 Control de cvapo-cristalizadores discontinuos

15 Cristalización

456

= ¡i (

~~

r

(

15.53)

donde el !lujo se expresa en US n-¡[J . -~··· ~ ~ , ' ~:' IHIO.]a de ptt:SlOn t:ll lb/pulg- )' SG representa la específica del líquido. Las unidades nu son pero ha sido la forma en que tradicinr1-1¡ · . , lllente yona de proveedores presentan la capacid· d · va'1 vu 1as. Al uttT¡zar umdades SI. el valor "de de más ftkil de calcular como:

réuimcn de cavilación, la diferencia de En e1 r::1 . d. . a utilizar en as ccuactoncs para tmenstocs menor que la caída de presión disponipara propósitos de L~Íl!lensiot~amiento, la caída . · máxima pcnmstble esta dada por el valor con el cual se produce cavilación en válvulas alta rccupcraciún (válvulas tipo mariposa y de ' opci6n más común para control de lachos), ""'·ndier;dct Je la presión de entrada del agmL P¡ y la de vapor l'v de acuerdo con: 1

e,. =1.17·V·lp!IOOD)"' /!.p

donde el !lujo se expresa en m3/h y l;_¡ caída de sión D.p se expresa en bares(= kPa/1 00). Es.·tn;ceSIJ!tÜ en un valor numérico cercano a los valores ¡ cionales. La válvula seleccionuda deht: tener un suficientemente grande para permitir e! paso del jo máximo. mientras que sea aún posible t una abertura de válvula razonable (< 60 r;; abel1un;f bajo condiciones promedio. Es necesario efectuar correcciones cuando tamaño de la válvula es menor que el tamaño la línea en la que está instalada. o si la VÍ.'>msid:Jd; es muy alta. La corrección puede ser rwccsaria Jiujos de miel con v{tlvulas pequeñas. Los m:muale:; de los fabricantes deben ser consultados para correcciones. La evaporación flash y la cavitaci(in pueden ner un efecto significativo sobre el desempeño de válvulas. A medida que el líquido pasa a la válvula. la velocidad aumenta y la presión nuye según la ecuación de Bemoulfi. Si la ¡ desciende lo suficiente, el líquido sufrirú ción por descompresión '!lash ·, formando hurbtliav;\ de vapor. Esto tiene dos efectos pulellelalioCil!e aú,•' versos: en primer lugar la capacidad de la de permilir el paso de cierta cantidad de requerida se ve gravemente afectada, y en .· lugar. si la presión se incrementa las burbujas de vapor colapsan, lo que con d puede producir graves daños a la válvula. La habilidad de que esto ocurra es alta en los 1· agua de inyección para condensadores y de tación acondicionada para tachos. a · -¡ la reducción de presión aguas abajo y d in;:renl'ntti en tempcrutura. En el caso de agua de ÍÍilVCCCÍÓ!l. vülvula deber<Í estar situada a una baja eller:;cio•ll; donde la presión estática sea sulicicntcmente para prevenir la cavitación. o justo subrc la al condensador. donde las consecuencias de la tación son menos severas.

(15.55) valor de Kc es suministrado pur el fabricante de y generalmente varía entre 0.6 y 0.3 para válvulas de mariposa, dependiendo del pareende abertura. Para las válvulas convencionales,

'!~,::~::,'¡','::~·1,:d::i :!(;:~·:; ·~e;ncia de presión para propósitos de es tú determinada por el liujo obs-

;;;

1 1

Los fabricantes disponen de diferentes mélopara la verificación correspondiente.

457

15.6.3 Control de evapo-cristalizadores discontinuos Control de procesos. La automatización del proceso en tachos conduce a resultados consistentes, y cuando la configuración es üptima permite lograr buenos agotamientos, buena calidad del azúcar y máxima capacidad de los equipos. Dado que cualquiera de los tachos discontinuos puede desempeñar una o todas las diferentes etapas del ciclo de cocimiento (formación de grano, desarrollo de templa, evaporación final o apriete) con diferentes grados de masa cocida (A, 8, C), las recetas necesarias para cada tipo de cocimiento deben estar disponibles para cada tacho. Los sistemas de control fundamentales son casi iguales para todos los tachos. Una configuración típica se presenta en la Figura 15.31. Este diagrama muestra el control manual del suministro de vapor al tacho: en la mayoría de las fübricas de crudo la presión de la calandria no se controla automüticamente. También se muestra la conductividad como panímctro de control principal: para esta función otras mediA eyector o ciones pueden ser utilizadas bomba de vacío en su lugar. Las acciones de Agua de control involucradas son: inyección

Control dominante (opcional)

Figura 15.31: Sistema de control autom<ítico para un cvapocristalizador discontinuo

45~

15 Cristalización

Control de presión absoluta. Esta se contrnla mediante regulación del flujo de agua de inyección al condensador. El valor objetivo (setpoint) normalmente se mantiene constante a lo largo de la templa, aunque también puede variar durante el ciclo de cocimiento, particularmente en los tachos de refinería. El sistema puede incorporar una acción de control dominante (override) basada en la temperatura de

la tubería de descarga. Esto limita el uso excesivo de agua de inyección que puede ser causado por un sistema de vacío inadecuado o con fallas. En caso de que una bomba de vacío no esté funcionando bien, la concentración de gases incondcnsablcs se eleva, renejándose en un aumento de la presión absoluta y el sistema de control responderá agregando mús agua de inyección.

Control de nivel. Este opera durante el llenado, al mismo tiempo que controla el nivel durante el período de concentración previo a la formación de grano, mediante regulación de la válvula de alimentación. El transmisor de nivel también detecta la condición de 'tacho lleno' e inicia la etapa final de concentración. Control de conductividad. Este controla la concentración antes. durante y luego de la fonnación de grano, regulando la adición de agua. Una vez que se establece el grano, el crecimiento comienza con la alimentación de mieles o meladura. El valor objetivo del control de conductividad usualmente se ;:~usta con una rampa descendente a medida que el nivel se incrementa para lograr un crecimiento estable en el contenido de cristal. Una vez que el tacho se ha llenado, la conductividad se lleva al valor deseado para la descarga; durante este periodo el controlador admitirá agua de ser necesario a través de la válvula Ue control de agua. Potencia en el motor del impulsor. La potencia absorbida por el impulsor de circulación forzada puede utilizarse en lugar de la conductividad para el control Ue la alimentación durante el periodo de crecimiento de grano. La potencia del impulsor es particulannente útil como medición confiable y reproducible de la consistencia final de la templa. Adición de semilla de cristales. Una vez que se alcanza la concentración correcta para formación del grano, el tacho se mantiene a esta concentración du-

15.6.4 Control automütico de tachos continuos

459

rante cie.rt~1 tiempo para permitir que se las condiciones. Posteriormente e1 s't . • .!serna troJ puede abnr la valvula de suspensiün 0

semillamiento de forma autom<ítica, '""''llítíendo carga de slurry que el operador ha PU" -, . ., -..s o en el budo de ahmentac1on. Algunos operadores que esto se pueda hacer de forma m·u1t 1·J " <1 por el chero, que es alertado por una alarma de "listo" Algunas variaciones de este esquema básic.o de.ben hace~ en los tachos que comienzan el nuento partiendo de un pie de temph' 0 "i ._ cone una templa de otro tacho. La mayoría de Jos de control tienen la flexibilidad de mantener al en espera a cualquier mom.ento. en caso de que presente una escasez de ahmentacitítl 1·1 d, · ~.:que tacho no pu~da ser descarg~do o la templa deba cortada debido a estancaimcntus del proceso, cionalmente las principales variables tle proceso nen alannas que alertan a los operadores en caso presentarse algtín problema.

Condensado

15.32: Laws de control típicos en tachos continuos de múltiples compartimientos (sólo se muestran 6 compani-

Automatización total del ciclo de co•:imJcnto, Para automatizar completamente las operaciones un tacho las válvulas deben ser todas a~;:,~';:~~:t y controladas mediante un controlador st Esto requiere actuadores remotos para de suministro de vapor a la calandria. el íot•:rnJptilf de vacío, los soplos de vapor, vapor a eycctorcs, como válvulas automáticas para la descarga de 1 cocida y sistemas de transferencia. La duración operaciones tales como el soplo de vapor se "sralhh•• ce con temporizadores; también es necesario con alarmas para advertir al operador de las ..1....... • de control.

15.6.4 Control automático continuos Los controles necesarios para un tacho continuo se presentan en la Figura 15.32. En los tachos de múltiples compartimientos por lo general se 1 re de un lazo de control por compartimiento, estos controles son sencillos, empleúndosc a mcnu~ do simples controladores del tipo encendido/apagado (on/ol'!) para esta tarea. La presión de calandria puede ser controlada un valor constante, o puede ser regulada para tener cierta tasa de evaporación deseada. que se tiene midiendo el tlujo de condensados. Es!C ·

de 1u tasa de evaporación" es útil para ajustar la de producci6n. o para repartir equitativamente trabajo entre dos tachos continuos que procesan cocida del mismo tipo. La tasa de evaporación "'""'""completamente automütica, siendo necesafijar solamente la tasa de evaporación para lograr de product.:ión requerida. En general las condiciones de la masa cocida en 0.••: C!ldacornp.artímiento son controladas mediante con< , . ducti••idL1,d (masas cocidas B y C) o por señales de de RF (masa cocida A). Sin embargo, estas

.._,,,,,md'" ••

"""''" son alm propensas a la incrustación, por lo necesitan ser removidas y limpiadas manualgeneralmente una vez al día. Broadfoot et al. ,; .(200•!Jdescriben el uso de una sonda de RF ca lentacon vapor que penmmece libre de incrustaciones ;:} goraciasn que la sunda se mantiene a una temPeratura de la de la masa cocida. Los dispositivos

de medición de densidad por microondas son más confiables y menos dependientes de la pureza de la masa cocida, pudiendo en el futuro reemplazar a las sondas RF en esta tarea. Un enfoque diferente ha sido utilizado en los tachos FCB para masas de alta pureza. Este involucra el control delllujo de vapor al tacho y la regulación del flujo a los compartimientos individuales proporcionalmente al Jlujo de vapor. Un medidor nuclear de densidad sobre la línea de salida de masa cocida controla la alimentación del último compartimiento (C/iielens y Lcn'ogiez. 1987). El enfoque australiano es algo diferente. Dal'ies et al. (1989) describen el sistema de control de los tachos SRL El flujo de meladura o mieles a cada compartimiento se ajusta para lograr la tasa de alimentación requerida, miemras que se controla una válvula de agua a cada compartimiento para obtener la consistencia correcta en cada uno de ellos. la cual es obtenida por conductividad. Este método, en teoría, pennite el control tanto de la consistencia como del contenido de cristal al mismo tiempo, pero estos valores en realidad no se pueden medir en línea. Esto parece una complicación innecesaria y la necesidad

15.7.4 Recibidores de semilla al vado

15 Cristalización

460

de alimentación de agua a cada compartimiento significa que la demanda de vapor del tacho será mayor de lo necesario. Un método para el ajuste de los controles de tachos continuos ha sido ideado por Lm•e y Chill'ers ( 1986) y ha sido utilizado con éxito para dctenninar pur{unetros de control. El ajuste de los controles para alimentación de los tachos continuos requiere un enfoque diferente en comparación con la mayoría de lazos de control. El sistema no tiene ningún elemento de autorcgulación y la respuesta a un cambio tipo escalón es una rampa continua hasta que se elimine el escalón. Un ejemplo de esta respuesta se presenta en la Figura 15.33. LtJI'e y Chilrers mostraron cómo las mediciones de liempo de retraso y pendiente, en relación con la capacidad del compartimiento. se pueden utilizar para configurar parámetros óptimos de control. Los controles de alimentación para los compartimentos pueden utilizar controladores de modulación o del tipo encendido/apagado (on/ofO. En general. se ha encontrado que es mtís ftícil mil izar controladores on/off temporizados. Las ventajas son: se pueden utilizar simples válvulas tipo on/ofL no se necesitan transductores IIP o posicionadores de válvula, el dimensionamiento de la válvula de control no es crítico, se pueden utilizar restricciones en las líneas de agua y/o meladura para igualar las ganancias del lazo. y el sistema de alimentación es menos propenso a taponamientos.

100<,'2. e 90 o e 80

40

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70 Señal RS

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60 SO ~

40 30

o

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10 25:

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100

200

300

400

500

600

eo

t

o n
Tiempo en segundos

Figura 15.33: Respuesta tlel sistema tic alimentación de un tacho continuo a un escalón utilizada para ¡~justar !os parámetros

15.7

Equipos auxiliares en 1 ., d a t acwn e cocimientos

~.,,,;o,nar para poder acumular el volumen de la

e

de cristaks para los tachos discontinuos.

Tanques de almacenamiento La capacidad de almacenamiento necesaria para !

y mkles A y B depende en gran medida de par:1 racilitar el arranque y la liquida'! una fábrica que muele caña continuamenla capacidad de almacenamiento necesaria sólo ser suficiente para lidiar con menores problcde fábrica sin tener que detener las operaciolos tachos. Las fábricas con tachos continuos norrnalmente disponer de menor capacidad almacenamiento. En principio se debe tratar de rnínima capacidad de almacenamiento; la rer v almacenamiento innecesarios de estos pro;lan lugar a pérdidas de sacarosa. Tamaños Je tanques de almacenamiento instalados la industria sudafricana se presentan en la Tabla

e

u_

Los tachos se conectan a un sistema de tuberías de transferencia que permite la interconexión de tachos entre sí y con los tanques y recibidores. La tubería es por lo general de :200 a 300 mm en diámetro. y se limpia con vapor después de su uso. Este sistema permite que la masa cocida y 1 o magma se puedan transferir de un tacho al otro o deslie un tanque de magma o un recibidor de semilla a los tachos. Las válvulas de mariposa son ideales para este sistema. Después de soplar con vapor, los residuos se deben enviar a un fundidor o un tanque de miel, dependiendo de su pureza. Es muy importante que el sistema de tuberías esté siempre abierto a la atmósfera cuando no se utiliza para evitar un aumento de temperatura en caso de pequeñas fugas de vapor a las tuberías de transferencia. Vapor de escape o incluso a mayor presión se utiliza a menudo en las tuberías de transferencia; se sabe que fugas de vapor dentro de sistemas cerrados han sido causa de graves explosiones en sistemas de transferencia, causando graves daños y pérdida de vidas en muchos casos.

15.12: Capacidad instalada tic tanques para almacedt.: meladura y mieles en Suti
Promedio en m:J por unidad de tc/h

Rango en m3 por unidad tle tc!h

O.ó 0.5

0.3-1.2 0.3-0.8

0.3

0.2~0.75

15.7.2 Tanques de alimentación La meladura y las mieles A y B se suelen macenar en tanques localizados en la plama ¡¡ mientras que se cuenta con pequeños tanques alimentación ubicados al nivel de la estación cimientos desde los cuales se envía el material alirnenlación a Jos tachos. El mantener una constante en los tanques de alimentacitln ayuda cilitar el control de los tachos. Esto se puede desburdado continuamente una pequeña po.Jprlfd:ón. del material a la planta baja. Para almacenar magma B o usado como de templa para los tachos se necesitan tanques. tos son usualmente recipientes abiertos con: en fonna de provistos con un elemento que gira aproximadamente a 1 min- 1• Los tanques

15. 7.5 Sistemas de transferencia

1

15.7.1 Acondicionamiento de Una práctica común es acondicionar las y B antes de ser.~limentadas a los tachos. Esto lucra una reducc10n de la concentración lle , 6 ¡; ,!<, 0 1 sueltos y el calentamiento de la miel hasta una ralura constante. Frecuentemente se utiliza una binación de 70 o y 70 Brix; valores estables parámetros facilitan el control de las condiciones el tacho. Sólo el material a punto de ser 1 1 a los tachos debe ser calentado para minimizar la ' versión de sacarosa. La dilución de las mieles manera conduce a una mayor demanda de 'a ( el tacho. la cual puede reducirse en casos donde economía de vapor tiene alta prioridad. Los tanques de acondicionamiento cst<Ín ñados para alcanzar la temperatura y conc,en!r;n:;ón. requeridas, además de proporcionar el "''""'" '''" sidencia suficiente para que se liisuelvan los · ¡ pequeños que puedan estar presentes en la miel. mejor forma de lograrlo es si el recipiente donde miel es calentada y diluida cuenta con buena ción. Posteriormente se dispone de una : flujo tipo pistón que lleva basta la descarga los tachos, proporcionando el tiempo de 1 requerido.

461

Recibidores de semilla al vacío En ocasiones se instalan recibidores o tanques al en h1 estacitin de tnchos para brindar flexibilia las operaciones. Parte o toda la masa cocida ser transferida al recibidor. donde se al macepie de templa para un cocimiento posterior. tanques son normalmente de forma cilíndrica. llislamiento. y con un agitador horizontal que alrededor de 1 min- 1 raspando de cerca las suinternas. Estos requieren estar provistos de de vacío. ventanas, v;ilvulas de corte de linea para vapor, y alarmas de nivel para aseno sean llenados excesivamente.

'"""'Í1H1es

15.7.6 Recibidores de masa cocida Estos son recipientes abiertos horizontales con sección en forma de U equipados con agitadores rotativos horizontales. La masa cocida se recibe desde los tachos al finalizar cada templa, proporcionando un tanque pulmón entre los tachos discontinuos y los cristalizadnres continuos o müquinas centrífugas. Los recipientes deben contar con mnyor capacidad que la capacidad del tacho(s) que descargan sobre ellos. Idealmente la relación de volúmenes debe ser de 1,3 a 1,5 veces si se quiere evitar estancar los procesos en los tachos discontinuos.

4fi:2

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15 Cristalización

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~tratcgic~.

Sugar J.

463

465

CRISTALIZADORES POR ENFRIAMIENTO

Consideraciones teóricas Objetivos y requerimientos de los cl"istalizadores por enfriamiento La cristalización en un tacho al vacío continúa ukanzar un punto en el que una posterior cris1 llcvaríu a que la masa cocida dejara de e irno pueda ser descargada úel tacho. La masa que abandona d tacho está supcrsalurada y en e! rangu Jc 63 a 70 El contenido de es alto. pero aún es posible lograr un agoaJicional al cnl"riar la masa cocida antes de

oc.

, la relocidad de cristalización se reduce, pero un sulicieme de retención en los cristalizadorcs logrará la clistalización adicional

Debe se!la!arsc que la cristalización lograda en cri:stalización! por enfriamiento nunca reparará un

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trabajo realizado en los tachos. La materia la razón no-sacarosa/agua de la masa cocida definidas en el tacho pues ninguna evaporación llega a ocurrir en la cristalización por ení Adicionalmente, el contenido de crisde la masa cocida y el tamaño de ciistal estú 1 pnr lo realizado en el tacho. Al enfriarse la masa cocida y el azúcar cristaaún más. la viscosidad o consistencia de la cocida se incrementa significativamente. La · final de la masa cocida enfriada debiera """'"'lllaJJJla por la consistencia que las centrífu1 manejar en la subsecuente etapa de pfoEstn es diferente para los diferentes grados y

purezas de las masas cocidas. Idealmente. los cristalizadores por enfriamiento debieran ser lo suficientemente robustos para manejar esas condiciones de masa cocida; de Jo contrario no se lograní el valor total de la cristalización por enfriamiento. También es necesario asegurar que la lUbería para la masa cocida. canales y bombas no limiten el flujo y manejo de esos materiales de alta consistencia. Las masas cocidas presentan características de flujo nn-newtoniano, por lo que es in conecto referirse a la viscosidad de una masa cocida; consistencia es el término mús apropiado. Tanto la temperatura como el contenido de materia seca establecen la consistencia de la masa cocida. Previo a centrifugarse, las masas cocidas C deben ser recalentadas de alguna forma sin que con ello se disuelvan los cristales debido a que el licor madre está sobresaturado. En el caso de masas cocidas de alto grado, el recalentamiento no es una práctica nonnal; en su lugar müs bien no se pem1ite generalmente que la temperatura caiga por debajo de un límite para un buen desempeño de las centrífugas. En cualquier caso, el procesamiento de masas cocidas de alta viscosidad por arriba de la consistencia óptima puede ocasionar una elevación excesiva de la pureza a través de las centrífugas. negando así algo del trabajo realizado en los cristalizadores. Alternativamente, si la consistencia es tú muy por debajo del6ptimo. el agotamiento adicional que podría haberse obtenido en los cristalizadores se perderá. El diseño del cristalizadur debe tomar en cuenta el grado de la masa cocida a ser procesada y la consistencia de la masa cocida encontrada en una ubicación particular. En esta sección, las consistencias promedio son consideradas pero las condicio-

4fifi

16.!.4 Propiedades reulógicas de las masas cocidas

16 Cristalizadores por enfriamiento

nes locales pueden tener una influencia por encima de esos valores promedio, dependiendo de factores tales como la calidad de la caña.

16.1.2 Tiempos de residencia y temperaturas Diversos criterios son utilizados para determinar la capacidad y el tiempo de residencia en los cristalizadores para diferentes grados de masas cocidas. Como se indicó en el Capítulo 15, es importante lograr un alto agotamiento de la musa cocida A; por lo tanto. algo de la capacidad del cristalizadar de la masa cocida A es dedicada a asegurar un buen agotamiento aumemando el trabajo realizado en los tachos. La capacidad de los cristalizadores por enfriamiento casi siempre se proporciona para las masas cocidas C con el fin de reducir las purezas de las mieles llnales a un mínimo y así mantener la pérdida de azúcar en las mieles en un mínimo. Usualmente no se requiere proporcionar capacidad al cristalizador de masas cocidas 8, más que los receptores o recibidores de las templas (.llllienlle 1991 ). La única situación que requiere de la instalación de cristalizadores de masa cocida B es el caso de purezas muy altas de miel 8 para lograr la pureza requerida de la masa cocida C. Esto puede elevarse si las purezas del jarabe son anom1almente altas como resultado de una calidad muy buena de caña, u si el agotamiento de la masa cocida A es demasiado bajo; en el último caso es mejor poner atenci6n para corregirlo. Para enfriar la masa cocida A. es necesario un límite de temperatura de aproximadamente 50 oc, debido a que por debajo de esta temperatura se torna más difícil separar el licor madre del cristal y se requiere de un lavado excesivo. En donde se utilicen centrífugas de alto grado, se logra un mejor desempeño de ellas con mayores temperaturas de masas cocidas. En este caso, puede evitarse completamente enfriar masas cocidas A y los cristalizadores A serán eliminados o tendrán bajo tiempo de residencia. Las masas cocidas C normalmente son enfriadas a aproximadamente 40 oc. Aunque Li01met y Rciu ( 1980) han mostrado que una disminución de 5 oc reduce la pureza de equilibrio de una masa cocida e en 1 unidad de pureza, a temperaturas de alrededor de 40 oc las velocidades de cristalización son tan bajas que puede esperarse apenas una caída de

aproximadamente 0.4 unidades p·rr·r - ' ' una reducciún de 5 oc (Rein 1980). Por lo mente es de poco valor enfriar m· 1s- 15 • • '· '· COC!(1·ls por debajo de 40 oc. '' Algunas veces se piensa que la 1 cial de enfriamiento de la masa · coc'rrl a no ser .muy alta nr·rn o en . pues se formará falso · ::-' coctda. Sm embargo, trabajos de planta masas cocidas C mostraron que es"''"''"·"·" la. masa. cocida lo suficientemente r:ípid~ formar falso grano. Es más probable que grano se fonne en la masa cocida en el tacho la etapa final del cocimiento y Línicanwntc visible en el cristalizador. Se considera que 1 peratura llnal alcanzada en el cris.t¡·rlil· acl•orr" n más importante que la velocidad de cnfri 1rmie. En Sudáfrica el tiempo de residencia nado en los cristalizadores A varía desde horas hasta 15 horas. Debido a los benelicitJS proporciona un alto agotamiento de mas<J vale la pena proporcionar 12 o m(!s horas de po de residencia para las masas cocidas A. masas cocidas C frecuentemente se pni>prxciorrá tiempo de residencia de aproximadamente El valor 6ptimo depende de aspectos ec•omímiicc cales. Trabajos en planta piloto (Stei11dl et al. mostraron una significativa caída en la licor madre hasta las 30 horas y una ' 1 a 48 horas por arriba de las cuales hay reducción en la pureza. Rei11 ( llJliO) 1 que incrementando el tiempo de r~sidencia 45 horas la pureza del licor madre se redujo unidades. Esto podría aumemarse si el en el tiempo de residencia se acompaña una menor temperatura final de la masa ·

16.1.3 Mezclado 1 agitado Los cristalizadores pur enfriamiento · tán provistos de una especie d~ elemento El propósito primordial de estos elementos es promover la transferencia de calor y. t::n d las masas cocidas de alto grado. prevenir cristales se sedimenten. También juegan un importante para lograr un flujo p¡stün de la cocida a través de un sistema continuo. ' reducir cortocircuitos y/o zonas estancadas. Cuando los elementos enfriadores son rios. los elementos rotatorios necesitan

;,r,,·ieJllC'lll''"" cerca para proporcionar el es fuerpara separar la masa cocida enfriada de de transferencia de calor. La transfer es lenta en masas cocidas viscosas y dd elemento rotatorio per se no ayuda a de transferencia de calor. rcalit.ado varios intentos para establecer ,,,loc:idltd de la agitación afecta la velocidad de Ensayos de planta a toda capacidad 'mostrado er~cto alguno en la pureza del JiTrabajos en planta piloto (Limmet y Rein han mostrado que una velocidad muy alta de incrementa la velocidad de cristalizaci6n cocidas C. Investigaciones en Austra, i que una velocidad alta de corte puede sustancialmente el agotamiento, pero tiene ·ccto para tiempos de residencia superiores a

Gcr1erahne11te

s~ acepta que a mayores tempey en las masas cocidas A menos viscosas, 1 de las moléculas de sacarosa hacia la dd cristal es el mecanismo que controla Sin embargo, a las bajas temperaturas observadas en los cristalizadores e, la incorporación úe capas es la controladora av:elociclau . El cambio de control de difusión al de la velocidad de incorporación de capas a una temperatura por debajo de 50 °C ( \'an el al. llJ98. mnHook 1980). Por lo tanto, puede mejorar la transferencia de calor a promover el flujo pistón, pero es poco que tenga un efecto signillcativo en la velode cristalizacilJn en masas cocidas C.

Propiedades reológicas de las masas cocidas necesario ~1 conocimiento de las propiedades Y la reología de las masas cocidas y mieles el comportamiento de estos mala estacit'Jn de cristalización en particu1 al hecho de que son altamente son no-Newtonianas. Los !luídos Newtomuestran una relación lija entre el esfuerzo Y la velocidad de corte. La constante de ~n la relación es la viscosidad. En no-Newtoniann esto no se mantiene. Este . i 1 se describe mejor por el modelo l

1

467

( 16.1)

donde tes el esfuerLo cortante (fuerza/unidad de área, Pa.) y y la velocidad de corte en s- 1• Esto también se conoce como la ley de Ost1rald de Hite/e. En flujo en tubería, el esfuerzo cortante se relaciona con la pérdida de presión H de acuerdo a la siguiente relación: T

d·p·g·H 4·1

(16.2)

donde d y f son el diámetro y la longitud de la tubería, p la densidad de la solución, g la aceleración debida a la gravedad. K se denomina consistencia y para 11 = l. la ecuación ( 16.1) se reduce a la ley de Newtvn, y K= ¡.Les decir, la consistencia y la viscosidad son idénticas. La desviación de 11 de la unidnd indica el grado de desviación del comportamiento New10niano. En masas cocidas y mieles el pnrámetro 11 generalmente tiene un valor < 1, es decir, se dice que el fluido es pseudopláslico o reductor de corte. Las unidades de viscosidad son Pa · s pero para un Huido no-Newtoniano de este tipo, las unidades de consistencia son Pa · s". Por lo general los valores de n son menores para mnsas cocidas que para mieles y disminuyen con purezas decrecientes: por ello no es de extrañarse que el material se torne más no-Newtoniano mientras el contenido de no-sacarosa se incrementa. Típicamente para musas cocidas C, n = 0.8, mientras que para mieles C 11 = 0.85, pero en la realidad se han medido valores entre 0.5 and 1.0. Las consistencias son altamente dependientes tanto de la temperatura como de la matetia seca, en donde altos valores de estas variables presentan un efecto exponencial en la consistencia. Generalmente un cambio de 9 a 1O oc duplicará o reducirá la consistencia a la mitad. Un incremento de materia seca de 2 unidades duplica la consistencia (Broa(({oot et al. 1998, Barker 199H). aunque la información de Durgueil ( !987) sugiere que un incremento de 2 unidades ocasiona un incremento de 50 S(; en la consistencia. Viscosidad de las mieles. La viscosidad de un liquido Newtoniano. ).1 se mide como la razón de esfuerzo cortante a velocidad de corte, es decir. T

jl=-

y

( 16.3)

fú)ácncias plig../8.J

Si se utiliza un viscosímetro para medir la consisten~ cia de un fluido no-Newtoniano. la relación entre esfuerzo cortante y velocidad de corte es la viscosidad aparente, la que a partir de la ecuaci6n ( 16.1) puede escribirse como:

r K' .,_¡ fl "Pl' =-= -y y

116.4)

Queda claro que la vismsidad aparente es dependiente de la velocidad de corte. En la práctica. los valores de K y 11 se obtienen de la pendiente e intersección en un grüfico de In ~app vrs. In y. Desafortunadamente, las mediciones de la consistencia se ven afectadas por el método de determinación. El viscosímetro de la tubería da valores que difieren con respecto a Brookfield RVT (Bn}(u(fCwt et al. 1998) y el viscosímetro de cono y plancha da valores que difieren de aquellos medidos con Brookfield DSV (Bnrker 1998). Se han propuesto varias ecuaciones para estimar la consistencia de las mieles. El trabajo realizado en Australia (Bm(/(((om el al. 1998) propone la siguiente ecuación para mieles

e de pureza p :-lol: 1

K = 0.111 · ~~~;, / • exp

3.7·11',"""'-0.7-(t-50) ] _ ( _ ) [ 1 13.J- \\'Ds. !>lol + 0.19 · l -JO

Para mieles de alto grado la constante 0.11 1 en la ecuación ( 16.5) se reemplaza por 0.088. Se ha informado sobre valores promedio 11 de 0.91 para mieles de alto grado y de O.H5 para mieles C. Esta relación cubre el rango de temperaturas de masas cocidas encontradas en las f{tbricas de azúcar. Los valores de 11 para mieles de Louisiana se ha encontrado que promedian justo por debajo de 0.8. Barker (1998) proporciona la siguiente ecuación para la consistencia de mieles C medidas ulilizando un viscosímetro Brookfield de eje de disco: K = I.H52 · 10'" 10 · exp( 0.362 · ll'us. ~ 1 " 1

-

0.073 · t) (16.6)

donde t es la temperatura en el rango de 40-66 "C. Los valores medidos utilizando un viscosímetro de cuno y placa son apenas 2/3 de estos valores. Lionuet y Rein ( \980) proporcionaron la siguiente ecuación para la consistencia del licor madre en la masa cocida C. para valores de la razón no-sacarosa/ qNS/.w

• -,·ores ecuaciones predicen valores

l 1 Jasan~; -·

Un factor importante que afecta la mieles es el aire atrapado en las mostrado que el aire atrapado puede res del doble de aquellos obtenidos sín (Bmac(flwt et al. 199H). La presencia pendidos en las mieles también puede . su consistencia signillcativamcnte. corno presencia de altas cantidades de gomas

Consistencia de las masas cocidas. niente definir una consistencia n:l:.niva la relación de consistenciu de la masa consistencia del licor madre con cero cristales. Krd es independiente de la puede utilizarse para relacionar la masa cocida a la de las mieks. Las 1 sido propuestas por Met:ler y dadas a Bro(/(((oot el al. ( 1998) y All'ang y Whitc ecuación de !vlet:ler es: K

entre 4 y 6 a 40 "C:

=( + 1

"'

(16.5)

agua.

16.1 A Propiedades reokigicas de las masas cocidas

16 Cristalizadores por enfriamiento

468

·

.. 1 . Ellos amoldaron las constan-

ecuaciones para mejorar el ajuste de la v recomendaron la ecuación ;\ll'(fllg y • para masas cocidas Ue alto grado: 1

·(1+0.0014-CV)

Dependencia de la temperatura. Roui!lard (1984) desarrolló un gráfico de viscosidades como función de la temperatura, asumiendo una dependencia exponencial de la temperatura absoluta T: K= K, .

el valor dd índice de comportamiento de la ecuación ( 16.1 ) no se ve afectado por de cristal ni por la temperatura, prumepara masas cocidas de alto grado. v Rein ( llJH()) mostraron que para masas w;a relación alta de no-sacarosa/agua qNS/W a la consistencia elevada. Los valores de .;nma1me~•lc son nwyors que 3 y pueden ser

3.R·lp ]'' ]-ip/tp"""

donde {pes la fracción de volumen úc cristrll< la fracción de volumen de sólidus m1íxim'' ¡ ble dada pur: IPm.n

mayores de 5. En la práctica, es necesario un valor de al menos 4.5 a 5 para alcanzar una pureza de mieles que sea cercana a la pureza objetivo de las mieles.

(16.11)

esto muestra una rclaci(Íll diferente de tanto para el tamaño de cristal como ·del cristal. Brow(/(n!l et al. ( 1998) de ter-

469

cxr( R·T l EA

(16.12)

Esta grúllca asume que la viscosidad se duplica o se reduce a la mitad para una disminución o incremento de 1O "C en la temperatura. respectivamente. Esto mismo se muestra en la investigación de Keost y Sichter {1984) y Barker ( 1998). Brucu(fóot et al. (1994) sugieren que este valor debiera ser 7 "C, aunque la ecuación (16.3) propone 9 "C. Dwxueil (1987) encontró que un cambio de 9 "C duplica o reduce a la mitad la viscosidad. Si el valor de 9 "C es corret:to, implica un valor de la energía de activación EA de 65 000 kJ/(kg mol). La gráfica se muestra en una forma levemente modificada en la Figura 16.1. asumien-

=1-(0.41+4.5

donde \ji es la esfericidad (típicamente cristales de azúcar) y CV es el · ci6n de la distribución del tamaño de La ecuación All'ong y White ( llJ7h) es:

donde d es la apertura media en mm de ción del '"tamaño de cristal obtenida v V son los volúmenes de cristal Y de • ~1L' ' Brouc((oot et al. ( !99R) mostraron ciones (16.8) y (16.\0) propnrcinnan tación razonable de la infurmación fracciones de volumen de cristal embargo, para la mayoría de la in 1·onJJtll:l'

3.1

""'"'"e"

en masas cocidas de alto grado a mayores

3.2

3.3

3.4

29.9

20.9

1/Temperatura en 1000/K

60.2

49.4

39.6

Temperatura en °(

Figura 16.1: Carta mostrando rango de va!nr
470

16.1.5 Bombeo y manejo de masas

1fi Cristalizadorcs por enfriamiento

do que la consistencia se duplica o se reduce a la mitad para un cambio de 9 oc. Queda claro. por lo anteriormente mencionado. que el contenido de materia seca o la relación no-sacarosa/agua tiene un gran efecto en la consistencia. Sin embargo, la grülica es aún una útil referencia para promediar valores para masas cocidas y mieles de diferentes grados, particularmente debido a las variaciones significativas experimentadas en la práctica por las ecuaciones para la consistencia. La grüllca esttí basada en la experiencia de Sudúfrica, pern tiene aplicación universal. Límites de viscosidad. Se sabe que el límite para el agotamiento de las mieles frecuentemente radica en la incapacidad del equipo de fábrica para manejar masas cocidas de alta viscosidad. BroCI(({oot ( 1984) consideró que este límile está en 3000 Pa · s medidos con un viscosímetro Brookfield. La información proporcionada por Keast y Sichter (1984) indica que se obtuvieron valores del doble que este en la fábrica Victoria en Australia. Stebull et al. (200 1) llamó la atención a la necesidad de considerar un límite de consistencia sin nunca mencionar cuül pueda ser. pero en su lugar recomienda una relación de no-sacarosa/agua de 4.5 o un poco mayor. A 40 oc, esto corresponde a aproximadamente 2000 Pa s. Se considera como nivel máximo para un buen agotamiento a la salida de los cristalizadores un valor de aproximadamente 5000 Pa · s. En la práctica se puede diseñar equipo para manejar consistencias cercanas a 1O 000 Pa · s a 40 oc_ Con ensayos de agotamiento, Miller el al. ( 1998) detenninaron la pureza de las mieles que podia alcanzarse con dos viscosidades diferentes de licor madre. por ejemplo. 100 y 250 Pa · s al final del enfriamiento a 50 oc. Encontraron que por encima de 250 Pa · s se alcanza poca reducción en la pureza de las mieles y que esta condición limitante se aproxima u una relación de no-sacarosa/agua de aproximadamente 4. Re in y Smith ( 1981) m ostra~ ron que no se alcanzó ninguna mejora en la pureza de las mieles a un nivel de viscosidad por encima de aproximadamente 300 Pa · s a 40 oc. Ellos encontraron una relación muy fuerte entre la relación no-sacarosa/agua y la viscosidad de las mides concentradas. Se registró una razón de no-sacarosa/ agua de 4.3 a una viscosidad promedio de mieles de 430 Pa · s a 40 "C.

16.1.5 Bombeo y manejo de ma,;a, > cocidas

•

.- (ÍI1

sHUtH.: 1 -

en la que las técnicas aplicadas en .

• -

1

,

-·ntn no apllcan (Ro111/lard 198_). La per1

tuf bu t:

__

-

•

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por accesonos Hr se basa en !actores

Ecuaciones para el cálculo de 1· 1 'd • ' • • < c:.u ¡¡ s1on. _DchJ~o a que _la :''scosidad es muy (consJstencJa) el !lUJO Siempre scr/1 1· · . . , · ' <~mmar. fluJO lammar la ca1da de presión en una 1 de longitud 1 y diámetro d estü dada por la

fllétodo

liage11- Poiseui !le:

, está dado pur:

k¡:

11

(16.18) /-{(!O{ICI'

de dos-K (Hooper 1981) el

471

Bc!jcic el al. ( 1997) mostraron que por debo~ o de un valor crítico del número de Reynolds. aproximadamente entre 0.1 a 0.2. no ocurre pérdida de presión en el accesorio debido al cambio direcdonal y la caída de presión es la misma que aquella en un tramo recto de tubería de la misma longitud que el accesorio. Por encima del valor crítico del número de Reynolds. se encontró que los valores de k 1 eran aproximadamente 40 % de aquellos dados por Hoopcr.

1

H~

32·¡.t·l·ll

En donde la pérdida de presiün se expresa cabeza de líquido H en m y 11 la velocidad en Para un ftuído con ley de potencias. ción debe modificarse. El número de Rc1·wdd·• 1 la siguiente forma:

Re

~

d" -11~-)j ·p ---"---'-'--"-

8"-' . K . ( :lJI:':i 4·11

J'

Ya que el factor de fricciónfestá relacionado en el fiujo laminar por medio de f = fi.J,/Rc, y zando la relación:

f

2·H·d·g 1·11 2

entonces, se tiene:

2·H·d·g

gn-1 . [(.

~1-.~/-l

64·

es decir. 32. [( ·l·u" . gn-1

.(

3n + _1_

H~ -------~~~-4~·~11~ g· d"+l ·p

o:

H

~~[(3u+l )·(,tl_:."_ )~" g·d·p

4·11

d

~

Para el cálculo de la caída de presión en una o dueto también necesita tomarse en de curvaturas y accesorios. Para ello. es dado el método de dos-K de Hoopcr ( !9RI}, ya ha moslrado representar de mejor modo la de presión en sistemas de Hujo de masa cocida cualquier otro enfoque. Es particularmente do para liujos con números de Rcynofds

+~)

Dimensionamiento de tuberías)' canales. Utilizando las ecuaciones ( 16. J 3) a ( 16.21 ), es posible calcular la cabeza requerida para cualquier ftujo de . bajos delmímero de Reynoids. el primer térmasa cocida particular. si se conocen las propiedades . mucho mayor que el segundo, de manera que: del Huido. Existe algo de incertidumbre acerca de los valores k 1 a ser utilizados, debido a la dificultad (16.20) de tomar mediciones con la masa cocida. Sin embargo, la recomendad6n de Bma{((oot et aL (1994) de una serie de accesorios de tubería en un tramo utilizar la mitad del valor de los presentados en la flujo laminar a valor constante de Re: Tabla 16.1 pareciera ser la mejor opción. Muy frecuentemente sin embargo, las dimensio(16.21) Re nes de las líneas de masas cocidas se seleccionan comparando una carga requerida con aquella en una : pérdida total de cabeza es igual a H + H¡. fabrica existente. Las velocidades en las líneas de En ]a Tabla 16.1. se presentan valores de /.:. 1 para masas cocidas A y 8 frecuentemente son de aproxide Re hasta 1O. Para valores menores de madamente 3 m/min. Las velocidades en tuberías de en fábricas de azúcar (0.00 1 a masas cocidas C son particulam1ente bajas, aproxiBma(~{oot et al. ( 1994) han mostrado que los madamente de 1 m/ m in a la salida del tacho. aproxide k 1 son aproximadamente la mitad de los madamente 0.1 m/min después del enfriamiento y de Hooper presentados en la Tabla 16.1. aproximadamente 0.2 m/min después del recalentamiento. 16.1: Valore~ para estimar la pérdida de cabew en accesorios en Jlujo laminar (Hooper Es importante recordar que las tuberías de masas cocidas debieran aislarse ROO lodos los tipos (r/d = 1-1.5) IJW evitar incrustapara 1000 lodos los tipos (r/d = 1-1.5) IXOC ción interna, Jo que 500 lodos los tipos (rld= 1-1.5) -1S' reducirá el diúmetro 500 empleados como tubos acodados etándar. roscudos interno efectivo. Hu~()() empleados como tubos acodados et
(1

g·d" ·p

(16.19)

l 6 Crista!izadures por enfriamiento

472

16.2

Equipo

16.2.1 Cristalizadores tipo cochada (batch) y continuo Los cristalizadorcs tipo batch han sido gradualmente reemplazados por sistemas continuos. En los sistemas cochada (batch), tachos tipo codwda (batch) descargan masa cocida hacia cristalizadorcs donde la masa cocida permanecerá y será enfriada durante un período de tiempo, dependiendo del número de cristalizadores. La desventaja de este diseño es que alguna porción de los cristalizadores permanecerá vacía o no completamente llena de manera que la capacidad del cristulizador no sea completamente ulilizada. Otra desventaja es el costo ya sea de mano de obra adit:ional o de automatización paru abrir y cerrar válvulas de acuerdo a Jos niveles del cristalizador. Con el advenimiento de tachos y centrífugas continuos, hace más sentitlo operar los cristalizadores como un sistema continuo, de manera que la capacidad completa ele los cristalizaclores sea utilizada en Lodo momento. En muchos casos los cristalizadores continuos han sido implantados simplemente mediante la interconexión de todos los cristalizadores tipo batch entre sí. Esta conversión no siempre ha sido exitosa, debido a que si no se ha sido realizado con cuidado ni con la diligencia requerida para el patron de !lujo a través ele los cristalizadores, la capacidad efectiva puede ser seriamente reducida debido a desvíos y/o zonas estancadas en el sistema de tlujo, Esto se tratará con mayor detalle en la Sección 16.3.2. Si a esto no se le presta la atención neeesaria. los eristalizaclores continuos resultan ser menos efectivos que Jos cristalizadores tipo batch. Al igual que otros sistemas eontinuos. los cristalizadores continuos son más propensos al control automático y requieren menos supervisión. En donde estén en uso Jos tachos batch, es necesario tener un recibidor de la masa eocida, que actúa como un amortiguador (buffer) entre los sistemas batch y continuo. El recibidor de masa cocida debe ser dimensionudo de acuerdo al tamaño y número de tachos batch que descarguen hacia él. Normalmente se asemeja a un cristalizaclor batch horizontal. pero Jos elementos agitadores no están normalmente enfriados con agua, al menos no en masas cocidas de

alto grado. Los elementos rotatorios est;ín usualmente para raspar las supL:rlicies tanque para asegurar que no ocurra ¡ . dichas superílcies. En ambos casos (continuo o batch). requerida del cristalizador puede cakulars-· del tiempo de residencia requerido en lo: zadores.

16.2.2 Cristalizadores ho!dz 1ontale,s' vs. verticales Todos los cristalizadores batch 1 son tanques agitados horizontalmente. La nornml del proceso batch conlleva el !lujo vedad desde el tacho hacia el cristalizudor v a la centrífuga. Cuando se introdujo el · cristalizadores continuos, fue posible hacer cristalizaclores verticales- tanques cilíndricos cales con un eje agitador vertical. Los cristalizadores verticales tienen de ventajas sobre los cristalizadores 111,Driwr1taJ 1 Ocupan una menor área superficiaL Pueden ubicarse en el suelo sin necesidad portes metálicos. Son adecuados para instalarse a !a inlé'tllJ><:rie No tienen collarines en el eje que puedan mar la masa cocida. Generalmente se pueden construir de maño. Son más baratos de instalar que Jos res horizontales de capacidad equivalente. También existen algunas desventajas: No es fácil retornar mieles mezcladas masa cocida. Pueden ocurrir úesvíos de masa cocida cilmente. Se necesitan bombas de liquidación para los cristalizaclores. En general, los cristaliz
16.2.3 Cristalizadores horizontales Casi todos Jos cristalizadores horizontales una sección transversal en fonna de U Y la única

1fi.2.3 Cristalizadorcs horizontales

473

rotatorio grande en el que se circula e! agua de enfriamiento. Cada disco tiene una abertura en fonna de sector de 45 11 o 60°.las partes vacías de discos alternos se separan 1RO". Salida del agua En la Figura 16.3 se Entrada del agua de enfriamiento de eníriamiento muestra un bosquejo. En muchas [íbriCri~tali;ador hnriznnral típit:n Bfanclwrd con tubos alineados cas los cristalizadores hmizontales tipo batch Salida del agua se han convertido en de enínam1ento sistemas de flujo conEntrada de la tinuo. Han sido interconectados en los extreEntrada del agua de mos adyacentes. ya sea enfriamiento utilizando canales en la parte alta ele los tanques o interconexión con tuberia en el fondo, Salida de la Las imerconcxiones masa coc1da generalmente están he1(1.3: Cri~talizador Werkspoor enn discos de enfriamiento chas de tal forma que previenen cortocircuilo y !meen uso del volumen total ele todos los crislalizadores. También es una 1 agitador. Las capacidades de tanques inpníctica común instalar al menos un conjunto de ta_- varían usualmente entre aproximadamente biques (baffles) en la parte media de los tanques para m'. El ancho úe los tanques varía de 2 a 3 m asegurar que no ocurra cortocircuito dentro ele cuali puede ser de hasta lO m. Si el tanque es quier tanque individual. Algunas veces se considera ' , se puede utilizar un cargador central en la una buena práctica hacer que los elementos rotatorios La velocidad rotacional estú aproximarompan la superficie de la masa cocida por la misma entre 0.5 y O. 1 min- 1• halhíndose las menores razón. :en las masas cocidas de menor !:!rado. Cuando se conectan en un sistema continuo, se llruyn ( 1959) proporcionlÍ detalles ~de ajgurequire una diferencia de cabeza para que la masa los tipos antiguos de cristalizador. El tTpn cocida fluya a lo largo de lo que muchas veces se torde crisJalizador horizontal actualmente na una ruta extensa y tortuosa. Se han adoptado dise conoce corno el cristalizador Blanc/wrd. versos métodos para vencer o reducir el problema: se muestra en la Figura 16.2, aunque pueúen Los cristalizadores sucesivos pueden ser instaladiversos diseños para el elemento rOJatodos a elevaciones moderadamente bajas. Esto no t: pueden consistir ele brazos radiales. con es fácil de lograren una mndernizacilín mediante '·tlÍn acoplndu a los extremos de los brazos la incorporaci6n de cambios hechos en recientes las superficies internas. o un conjunto de modelos de cristalizaJores. Hugol ( 1986) sugie· hclicoidales en los cuales fluye el agua de re que cada cristalizador debiera estar 140 mm ! nnís bajo que el cristalizadur precedente. mient de crislalizaúor horizontal comúnmente tras que algunas instalaciones australianas tie
474

crea un problema cuando la operación se detiene por cualquier razón y el banco de cristalizadores tiene que manejar el cambio en los niveles asociados con la condición de no flujo.

La dirección de rotación puede elegirse con criterio juicioso para facilitar el flujo de la masa cocida en la dirección requerida. Esto puede resultar en que la altura de la masa cocida en la conexión de descarga sea mayor que a la entrada. El ftujn puede separarse en 2 o más rutas paralelas. Esto es muy efectivo ya que al utilizar dos rutas paralelas igualmente dimensionadas se logra dividir equitativamente el flujo a través de cada tanque y dividir en dos la longitud de la

ruta de flujo. Sin embargo. es cscnc-hJ una separación positiva de nu·10 ' . entre 1 paralelas, para asegurar lJUC el 01 · , 1smo obtenga a traves de cada rut· 1 L· . '· ,¡ l de in.estabi~idad en las rutas de flujo considerara en detalle en la Secci6n

16.2.4 Cristalizadores verticales Se han propuesto e instalado una gran de diversos diseños. Sin embargo. no lodos sido exitosos. Han sido comunes los problema.s accionamientos inadecuados y cortocircuito

A

Entrada de la masa cocida

475

16.2.4 Cristalizadures verticales

16 Cristalizadorcs por enfriamiento

e

··d·t Debido a estos problemas. una opción

cocl , · . la cnnstilllyc un conJunto de tanques bo1 continuos. Sin embargo. el costo mucho por capacidad de los cristalizadores ver. es un factor que se impone. Los volúmenes Jel lanque cristalizador vertical varían 1 a 300 m 1 <..:on Jiümetros de 3 m a superiores de Siln:r proporciona cristalizadores de 4.2 m de v varía la altura para obtener la capacidad , Fives Cail proporciona cristalizadores en ,¡;,;.metros. ya sea .:J-.45 o 5.1 m. La altura puede 20m. Algunos tamafíos mayores son u ti1 en masas cocidas de azúcar de remolacha. Si se presentan cambios significativos en la temen un .:ristalizador vertkal, lo mejor sería la masa co<..:ida Huyendo verticalmente hacia JebiJo a que d cambio de densidad con la

temperatura tiende a promover el flujo pistón. La condición opuesta puede llevar a ''rat-holing", donde la masa cocida caliente encuentra una ruta vertical preferente a través del cristalizador que es promovida por las diferencias en temperatura. A este respecto los agitadores tienen un rol importante para contranestar cualquier tendencia al cortocircuito que pueda ocurrir. El diseño de los elementos enfriadores también necesita abordarse de tal forma que elimine zonas estancadas o rutas prcfcrencialcs.

Fig:urn 16.-1: Diversos diseños de crista!izadores verticales A y B Cristalizador de la fábrica Victoria (Sima y Harris 1999); C y D Cris1alizmlores BMA; E Cristalizador Fle1chcr Smith

E

D

Accionamiento

Entrada de la masa coc;da

Cojinete principal

Accionamiento Rotor

B

del rotor

r>

Salida del agua de enfriamiento

Salida del agua de enfriamiento

Tubos de enfriamiento, 150 NB

Tubos de enfriamiento, 150 NB

Contrapozo de acceso

Entrada del agua de enfriamiento

Entrada de la masa cocida

Sal1da de la

Salida de la masa cocida

16.2.5 Coc!lcicntcs de transfcrcnda de calor

16 Cristalizadorcs por enfriamiento

476

Existe considerable libertad en seleccionar el tipo de elementos enfriadores. Generalmente se seleccionan elementos enfriadores estacionarios, Jo que elimina la necesidad de acoples rotatorios en los circuitos de agua de enfriamiento. Sin embargo, esto requiere que Jos elementos agitadores estén suficientemente próximos a los elementos enfriadores estacionarios para conar las superficies de transfercm:ia de calor y evitar la acumulación de masa cocida fría alrededor de los elementos. lo que reduce la velocidad de transferencia de calor y promueve el estancamiento de la masa cocida fría. Frecuentemente se instalan prolongaciones enfriadoras finas (agujas) a Jos elementos de tubería. Esto puede ser efectivo debido a la baja velocidad de transferencia de calor a la masa cocida con respecto a la velocidad de conducción de calor en las agujas de acero (ver Sección 16.2.6). La relación de superficie de calentamiento a volumen puede hacerse variar dentro de límites para lograr la carga de enfriamiento requerida. Generalmente esta relación tiene un valor entre 1.2 y 1.6 m 2 /m 3 • aunque puede tomar cualquier valor entre 1 y 2m 2/m-'. Una proporción muy significativa de calor puede ser transferida al ambiente a través de las paredes cilíndricas. Esto requiere que los elementos agitadores concn esta superficie también. Esto permite una transferencia de calor adicional y también asegura que no haya incrustacit'ln o masa cocida fría estancada en el interior de las paredes del tanque. En la Figura 16.4 {ver pügs. 474 y 475) se muestran algunos diseños típicos mostrando el aneglo de Jos elementos agitadores y enfriadores.

Basado en esta discusión. los mqu,eci,m para un buen cristalizador venictl . . ' pueden rarse como los stgutcntes: , l·.¡ Una ruta larga . y estrecha de nu·.1,, , en 1a masa coctda tenga el mismo 1· dencia. ~ tcmpo Suficiente agitacüín en direcci(m pc•rp,,nrlir a la. dirección de flujo para e. 'tsenrJra ' • . • e runa bucton umlonne de temperatura. Elementos agitadores que cubran el ¡ 1 tal del tanque y que preferentemente se men lo suficiente para raspar las pmcdes dricas interiores. · Elet~entos enfria~ores estacionarios que

porctonen una resistencia uniforme al largo de toda la sección transversal del para asegurar que no ocurra cortocin:uito. Inexistencia de regiones no agitadas en masa cocida pueda estancarse. Sul\ciente area superfkial para lourar ct miento requerido. ~ Elementos de cnti·i<m1icnto que sean por la masa cocida en movimiento y no gan masa cocida fria (p.ej. agujas que estén próximas entre sÍ). Debcrú tenerse especial cuidado para minirnizru longitud de la tu hería de interconexión zadores adyacentes, para reducir la caída Estas también deberán aislarse, ya que el de estas secciones transversales nu se cncur
Tablc 16.2: Valores de coeficientes de transferencia de calor en cristalizadnres C

Referencia

Nonig ( 1955¡ de Bruyn ( 1959) Su·huie!ls ct a!. ( 197!-\J

Pais

Valor medio en W/(m~ ·K)

Rango

Comentario

en W/(m 2 • K) -l0-5'-l

Werkspoor

Varios

~9

17~81

Cristalizadnres IHlrizn!llaks

Australia

::!ó

15-43

Cristalizadores continuos y datos desde 1956 hasta 1977 Cristalizadnr vertical Bi\·1.--\

Java

Keasr y Sichter ( 1984) Rouillord ( !!J77)

Au~tralia

:!O

17-:21

Sudüfrica

15

10-::!0

Elementos de wbns laminarcs

Ruuilhmi ( IIJHO)

Smhífrica

el

12-::!fi

Cristalizadon:s horizontales tk Stork Y

Muddle y Stohie (20D3l

Australia

cR

:26-30

Bhmclwrd Cristalizadorcs hnriZtlll!
'

Coeficientes de transferencia de calor codicicntes de transferencia de calor en de masas cocidas C son bajos. parcuando masas cocidas de alto brix son a bajas temperaturas. Valores típicos se en la Tabla 16.2. Esos valores son fuer1 lkpendientcs de la condición de la masa En aiios recientes ha habido una tendencia i masas cocidas a mayor consistencia para un mayor agotamiento. Bajo esas condicioJan los bajos valores de transferencia de calor en la tabla. , a las condiciones de la masa cocida, de transferencia de calor también deJeJa cantidad de corte aplicado a las superfide enfriamiento. Se ha mostrado preferencia a clcmcnttJS enfriadores estacionarios los que son · si existe su/iciente corte para promover la de calor.

Diseño del sistema de enfriamiento arca requerida para para enfriar puede calcupanir de la carga de calor requerida para enmasa cocida. Al determinar la carga de calor. debieran tenerse en cuenta las pérdidas . Sin embargo es difícil estimarlas y aleces se asume que estún casi balanceadas por Je calor debido al consumo de potenel agitador y a las reacciones de Mailiard. superficie enfriadora puede tomar diversas pudiendo ser construida de tubos, serpenti. o discos. ya sea estacionarios o rntatolus elementos rotatorios debieran hasta el diúmctro completo del tanque y 'crilblcJJillcrntc que casi rocen la superfkie del misSe deben C\'itar los diseños que permiten que la cocida se acumule dentro o en medio de los enfriadores. Kirby Y \Fhitc ( 107H) señalaron que el disefi.o de · de enfriamiento puede tener un efecto en el !lujo de la masa cocida hacia el Los serpentines de enfriamiento, por algunas veces pueden contener una "barrene cocida fría estancada que rota coti. los elehaciendo ineficiente la superficie de en fria-

477

miento y reduciendo el liempo de residencia de la masa cocida que fluye. El uso <1decuado de tabiques ó bailes puede contribuir a que esto no ocutTa. Debido a que la velocidad de transferencia de calor de la masa cocida a la superficie de enfriamiento es muy baja. puede utilizarse con mucho provecho áreas con aletas. El tamaño de estas aletas puede calcularse con el objeto de obtener cualquier eficiencia requerida de aleta. La eficicm:-ia de aleta se dellne como la velocidad actual de transferencia de calor desde la superficie de la aleta dividido por la velocidad de transferencia si toda la superficie de la aleta estuviera a la misma temperatura que la superficie a la cual se encuentra adherida. La obtención de eficiencias de aleta la proporcionan lncropera y DcWitt {2002). Para el caso de un ancho de aleta mucho mayor que su espesor, la eficiencia de aleta 11 cstú dada por: tanh [111 · (1 + h 12)

TI

11/·(i+h/2)

J

(16.22)

donde 1 es la longitud de la aleta. /¡ el espesor en rn, m = [:2k/(A · h)] 05 y A es la conductividad térmica. Para el caso de una aleta de acero de f2 mm de espesor, A= 55 W/{m · K) y con un coeficiente de transferencia de calor de k = 20 W/( m 2 • K), 111 tiene un valor de 7.7'cl. Para una aleta de !50 mm de longitud desde el tubo hasta la punta,/= 0.15 m y la e/lciencia 11 = 0.69. Las aletas nunca debieran ubicarse muy juntas entre sí. debido a que esto podría dar la oportunidad a que masa cocida fría se acumule en medio de las aletas. El cálculo de la eficiencia de la aleta asume que el coeficiente de transferencia de calor no estü afectado por la presencia de aletas . Se ha intentado el enfriamiento de la masa cocida por aire como una alternativa al enf1iamiento con agua. Siugh et al. {2002) informaron sobre mejoras en el enfriamiento de la masa cocida soplando aire sobre la superficie de la masa cocida. contando con que los elementos agitadores rompen la superficie superior de la masa cocida.

16.2.7 Accionamiento de cristalizadores Cristalizadorcs horizontales. Los reductores en cristalizadores horizontales han sido casi exclusivamente instalaciones de gusano sintin y

Rejercm·in1· pdg. -JS.J

478

16 Cristalizadorcs por enfriamiento

rueda dentada con accionamiento a una velocidad constante con motor eléctrico. Los primeros cristalizadores utilizaban velocidades de sus elementos rotatorios de 0.3 a 1-5 min- 1• Cuando se ha hecho necesario acomodar masas cocidas de mayor brix para mejorar el agotamiento. las velocidades de los elementos rotatorios se han reducido. Roui/lard (1 977) clió a conocer que al duplicar la velocidad de rnlaci6n de los elementos de enfriamiento se incrementa la potencia requerida en un :200 %, pero la velocidaJ de transferencia de calor solo se incrementa en un :20 %. Ya que la velocidad de agitación no tiene mayor efecto en el agotamiento de la masa cocida como Jo tiene su contenido de materia seca, las velocidades de los elementos rotatorios en los cristalizadores de las masas cocidas C frecuentemente se reducen a velocidalies por debajo de 0.1 min- 1 para acomodar masas cocidas de alto Brix. las velocidades rotacionales generalmente son mayores en cristalizadores de masas cocidas de alto grado, hasta aproximaliamente 0.75 min- 1• A bajas velocidades la potencia absorbida por los accionamientos de los elementos enfriadores es baja. menor a 100 W /m 3 de volumen ele cristalizador (Rouillard 1977). Honig (1955) recomienda una potencia instalada de :2:20 W/m 3 para masa cocida C y 70 W /m.l para masas cocidas A. aunque esto estü fundamentado en mayores velocidades de rotación de alrededor ele l min- 1• de Bntyn (! 959) citó varias fuentes que recomiendan una potencia instalada de :2:2 lo 75 W/mJ. En promedio. tu potencia instalada ele los accionamientos es de aproximadamente 100 W /m 3 para ah o grado y ! 50 W/m 3 para cristalizadores hotizontales C. aunque puede ser menor para cristalizadores mús grandes.

Cristalizado res Ycrticalcs. La potencia instalada por volumen unitario de cristalizador en los cristalizadores verticales no es muy diferente Ue la de los cristalizadores horizontales, aunque tiende a ser menor en los cristalizadores verticales de mayor tamailo. Debido a que los volúmenes del cristaliz<Jdor son mayores en Jos cristalizadores vertic<Jles que en los horizontales y debido a que frecuentemente son utilizados en las masas cocidas de mayor viscosidaU. el tipo de accionamiento en los cristalizadorcs verticales y su requerimiento de torque son aspectos importantes a considerar. Los accionamientos generalmente esti.Ín instalados en la parte alla del tanque

16.2.~

del cristalizador. Se han utilizado dir, . . . i.:rcntcs de accJOnanucntos. IIH.:Iuyendn !ns Motor eléctrico y caja rcduct¡'tr'a¡:ut,ernes: · de gusano sinfín y rueda dent·¡d·¡ ' '• ( 1 con dos motor~s ~ J?ble gusano sinfln. Dos motores h1drauhcos con n.:duc¡ na hacia el rotor. ores de

Cristalizadorcs al vacío

..,,;.'"""'· Los niveles de torque son altos y de (6.2.:ll es evidente que el radio del cristiene un efecto muy significativo en el reUe torque. Esto ha ocasionado que los . verticales tengan una razón elevada "uJizallU','" Los diámetros típicos para los masa cocida C varían entre 3 y 5 m, sien;,,cri,;taliz;1d<><es· A los que generalmente tienen más grandes. A partir de la Figura 16.1 se ver que la consistencia de la masa cocida A es por un factor de aproximadamente 30 y por In el rdn para proporcionar un reductor adecuado de problemas se reduce sustancialmente pura 'l cocitlas A. Las meUiciones de torque entregado son escacn la literatura. Pruebas realizadas en Darnall en , en masas cocidas C dieron cifras de tordel órdcn Je :200 kN m a 45 oc en tanques m de di<"imctro, 13 m de alto y una velocidad rotor de 0.14 min- 1• Se confinm) que el torque i:l pru¡Jorcicmatl a la velocidad elevada a la potencia i i similares Ue tm·que se obtuvieron en jst;11izad,orc:s· de 3.S m de cliámetru en otra fábrica. En crista1izadorcs verticales y horizontales se elerm:ntos enfriadores que oscilan ver! Tienen la ventaja de ser sencillos al uti1i. cilindros hidníulicos para oscilar los elemeny son ofrecidos por BMA como una opción a Jos ·¡ t verticales. Si embargo, contradicen uerimientos señalados en la Secci6n 16.:2.4 la masa cociUa en dirección transversal a la de !lujo Ue la masa.

Dos cilindros hidráulicos tlcsn[·¡·z't , t·' ·' 11(1ose lados opuestos. con el rotor estacionario los cilindros se retraen. Varios cilindros hidráulicos. típicarneme con dos ci\i~dros opuestos empujando en momento m1entras que los otrus dos se Un motor eléctrico simple con caja planetaria. El accionamiento puede ser de ciclad fija o un motor de CA de velocidad blc.

Los engranajes convencionales en estas nes frecuentemente han dado problemas. La opción Ue las indicadas es actualmente la vorecida. Cuando se utilizan motores hitlráulic¡ motores eléctricos de velociliad variable, . ¡ · oportunidaU Ue limitar ya sea la velucirJad al mentarse el torque, u ajustar continuamente Ja locidad para proporcionar un torque lijo. Esto müs ventajoso luego Ue una paralia prolonguda la fübrica o durante conliiciones particulares de biente frío cuando la masa cocida se enfría ¡ lo normal. El wntrol de torque puede el daño al reductor y/o al motor y a elementos cristalizador. El torque requerido Uepcnde de un mero ele factores, pero como regla general el M está relacionado con las variables inVIllucrw.las la siguiente relacüín:

Cristalizadores al vacío donde M es torque en N ·m: e es una constante, que depende del mímero dimensiones de los elementos rotatorios; K es la consistencia en Pa · s"; y es la velocidad de corte en s- 1; 11 es el índice del patron de !iujo; r es el radio Jet rotor, generalmente apenas que el radio del tanque en m; es la longitud del rotor en 111. la velocidad de corte estú directamente da <J la velocidad de rotación de los elemt:ntos

La cristalización por enfriamiento a vacío tamha siUo propuesta como meliio para lograr

i;~~~~:;;,~;~,i~u;adicional. p:_:

También ocurrirá algo de rúpida ó evaporación instantúnea ó conCiotllr;undo la masa cocida, por Jo que sera /Itttc:saci;, cierta alimentación de lfquido. El sistema

'i:~~;i~;:;';~n~¡J::~~:: pur Béghin-Say en Francia y puede

a masas cocidas de alto grado. Esto tiene beneticio potencial en los casos donde la cocida se descarga caliente desde el tacho ya ''cct '''nut' de enfriamiento está limitado por el vagenerarse. Para alcanzar una tempera,;,,:.'~''' t:tnal de 40 ''C, es necesario un sistema especial :-Y:

47Y

de alto vacío. Por lo tanto tiene poca ventaja en masas cocidas C. donde las temperaturas del tacho en la descarga se mantienen generalmente bajas, para minimizar la rcacci6n de Maillard y las masas co.:idas son enfriadas alrededor de Jos 40 oc. Puede tener mayor mili dad en masas cocidas A, pero aún así sus vent~jas en dicho contexto no se ven muy atractivas. La cristalización al vacío requiere de tanques más costosos y de un equipo de vacío asociado. Las ventajas de este enfoque parecieran verse limitadas a la industria de remolacha y La] vez en algunos casos de la refinación del azúcar de caña. Algunas unidades instaladas en fábricas de remolacha han sido desmanteladas posteriormente.

16.2.9 Bombas para masas cocidas El bombeo de masa cocida es algo diferente de muchas Ue las otras aplicaciones de bombeo, debiJo a la naturaleza del material. La consistencia frecuentemente es muy elevada debido a la necesidad de lograr contenidos altos de materia seca en las masas cocidas por lo que se utilizan bombas de desplazamiento positivo ele baja velocidad. En muchas fábricas es necesario bombear masa cocida a cierto nivel, aún cuando sea únicamente durante la liquidación. En instalaciones nuevas se han hecho intentos para eliminar en donde sea posible la necesidad de bombas de masa cocida al tener el nivel de tachos a una altura suficientememe elevada para utilizar un sistema de flujo por gravedad. las bombas de masa cocida müs ampliamente utilizadas poseen un lóbulo que rota lentamente dentro de la carcasa con un sello resaltado en la salida pura minimizar el deslizamiento. A esto se le denomina frecuentemente bomba rotativa o simplemente bomba Je masa cocida y se presenta un diagrama en la Figura 16.5. La masa cocida es abrasiva por lo que se utililza un material de construcción duro, frecuentemente se utiliza hierro fundido. Se requiere mantener las eficiencias minimizando la abertura entre el rutor y los costados de la bomba. Las fuga de masa cocida desde los empaques de la bomba es un problema que ocurre con ü·ecuencia, por Jo que un atributo importante de toda bomba de masa cocida es tener un arreglo adecuado de sellos. Estas bombas pueden descargar nommlmente contra una cabeza de 500 kPa o nuís a velocidades de flujo de hasta ! 00 m 3/h.

Rejáewios ('IÍg . .J8.J

480

16 Cristalizmlorcs por enrriamicnto

A

16.3.1 Operación de cristalizaJores cmllinuns

si d elemento de medición es de

d calor puede conducirse dentro del oeSPC""'' dantlo una medición erróneamente baja y

••

Fi~ura 16.5: Bu:.qucjo diagrumático de una bomba de masa (rotal

Otro tipo de bomba de desplazamiento positivo, la bomba de rueda externa, tipificada como la bomba Broquel, es utilizada en masas cocidas y particularmente en el bombeo de semilla a un tacho continuo. Es una bomha más costosa, pero es confiable y no causa daño al cristal. Generalmente posee un arreglo muy bueno de sello con un mínimo de dcrrume de masa cocida desde los empaques. Bombas de álabes deslizantes, que frecuentemente son utilizadas para bombear mieles, también son algunas veces utilizadas en masas cocidas. pero son menos robustas al utilizarse en productos de trabujo fuerte. Una bomba de J{Jbulo también es útil en casos en donde se desea evitar el daño al cristaL como se ilustra en un ejemplo en lu Figura 16.6.

16.3

Operación y control

16.3.1 Operación de cristalizadores continuos Los requisitos para operar un conjunto de cristalizadures continuos incluyen lograr lu temperatura objetivo a la salida del cristalizador. asegurando que la masa cocida permanezca dentro del sistema por el tiempo de residencia requerido y asegurando que el sistema pueda manejar el elevado contenido de materia seca de la masa cocida necesario para un buen agotamiento.

Figura 16.6: Bnrnba de masa de [(,bulo mlatorio A Bosquejo diagrmmítico. H Vista ampliada

La velocidad de enfriamiento no es tan · tante como la temperatura final que alcance la cocida. Steindl ct al. (100 l) consideran que un miento rápido es efectivo únicamente si e[ residencia de la masa cocida es me1wr de 20 El logro de la temperatura de salidu deseada del suministro de la cantidad correcta de agua los elementos enfriadores y a la temperatura Generalmente un llujo de agua a cunn·acon·ierlte< el !lujo de masa cocida es el método m:ís de enfriamiento. Algunas veces el agua se paralelo a cada uno de los cristalizadorcs, lo un mejor eontrol sobre la velocidad de enf en los primeros cristalizadnres. pero se utiliza agua. El flujo de agua puede ser controlado ticamente de acuerdo a las temperaturas en e! ma. Sin emban.ro. con frecuencia se apli~.:a un miento mtíxim:l, particularmente si la ! enfriamiento no es tan adecuada. La medición precisa de la temperatura masa cocida es al!..runas veces una tarea ! esencial que el ele~1ento de medición se suficientemente dentro de la masa cocida ner una medición confiable y representativa. se proyectara lo suficiente dentro dl' la masa

ve.:es ocasionant.lo la acumulaci¡ín de masa fría alrededor del demento. Sin embargo, si se proyecta lo suficientemente dentro cocida que fluye. la fuerza que mueve ~o.:ida sobre el elemento es algunas veces para doblarlo u romperlo. \ lograr un tiempo de residencia máximo el del ültimo cristalizador debe mantenerse a su nivel. preferiblemente por medio de una desbordamiento () rebalse. La tendencia de los opcrm.lures a "'con-egir adelante". es a ~.:entrifugar la rnasa cocida más nípido de lo produ~.:ida. necesita limitarse. Se recomienda un rebalse al tí !timo cristalizador para limi1jrd mínimu. También es importante asegurar ¡05 elementos ugitadon:.•s no provoquen aireación 'l cocida ya que esto ocasiona un incremento ·i · de la masa. procesamiento de masus cocidas de alto Brix 1 ocasiona problemas a los reductores ristali>'.ador. particularmente si la masa cocíenfriada mús allá de lo nonnal. Esto puede a paradas en el molino o un dima parti, frío, ya que una parte significativa del i puede ocurrir a través de las paredes tanques. Si un reductor no puede manejar la on,;istencia de la masa cocida. el mejor curso es ret.lucir lit velocidad de los elementos unreuUCIIorde velocidad variable. La siguiente opción es retornar algo de mieles hacia los nli:wd!oo"· donde el problema sea evidente. Sin esto nu es fücil de lograr en cristalizadoEn este caso puede considerarse la de calentar el suministro de agua a los · enfriadores. para mantener las temperaniveles aceptables. es particularmente importante en cristavcrticales de alto grado. Se vuelve casi suministrar una opci6n para calcmar el ' agua. o alternativamente. la instalación grandes de liquidación para vaciar los .· en caso de una emergencia. La masa Ces recalentada antes de centrifugarla. pero masas cocidas A es deseable el suministro con tcmpemtura vigilada hacia los elemen1 _. para controlar la temperamra de la Cocida !wcia las centrífugas.

481

Si los elementos rotatorios se atascaran. o si el reductor perdiera el suministro de energía, es importante tener la capacidad de liquidar rápidamente el cristalizador. debido a que la masa cocida se cndurecení. Esto no es tan problemático para cristalizadores horizontales, que son más pequeños, son más fücil de diluir con mieles y tienen una instalación para liquidarse por gravedad. En un cristalizador vertical A grande. los reductores debieran estar conectados como prioridad a un suministro de energía de emergencia. Debiera acondicionarse un sistema de alarma para alertar a los operadores del disparo de cualquier reductor del cristalizador. Normalmente esto no es un problema severo con masas cocidas de bajo grado, aunque los elementos agitadores deben iniciarse muy lentamente si .la masa cocida se ha enfriado sustancialmente. Frecuentemente se agregan a las masas cocidas diversos aditivos en forma de surfactantes y agentes antiespumantes para reducir su consistencia. Existen varios infom1es que atribuyen una mejora en el de-sempeño, pero existe poco material Je referencia sobre mediciones de consistencia. El hidrosultito de sodio (algunas veces conocido como ''Blankite") ha demostrado reducir la viscosidad de la melaza.

16.3.2 Características del flujo de la masa cocida Es muy importante que no haya puntos muertos o regiones estancadas en el sistema de flujo continuo. También es importante obtener un enfoque cercano al flujo pist6n en el que toda la masa cocida tome el mismo liempn en el sistema, sin cortocircuito o desvío. Esto ha sido investigado ocasionalmente utilizando ensayos de trazabilidad para determinar una distribución de los tiempos de residencia. Cülculos sencillos y un análisis visual de la curva de distribuci6n del tiempo de residencia pueden proporcionar indicadores rüpidos del desempeño del flujo de la masa cocida. Un buen acercamiento al nujo pistón se indica pnr un pico único y estrecho del trazador de flecha simple. Si el tiempo que toma este pico en aparecer es cercano al tiempo de residencia teórico (es decir, volumen dividido por velocidad de !lujo volumétrico), entonees existe un volumen muerto mínimo. Que el trazador aparezca mucho antes que el tiempo teórico de residencia indica un by-pass y una cola larga en la distribución

16 Cristalizadores por enfriamiento

482

indica existencia de regiones muertas. Un doble pico indica la existencia de rutas alternas de Hujo paralelo a lo largo del cristalizador. La simulación matemática de los resultados puede proporcionar mediciones cuantitativas del desempeño, para lo cual existen dos opciones: ya sea flujo pistón disperso o tanques en serie completamente mezclados. Estos utilizan, respectivamente, un "coeficiente de dispersión" o un "número equivalente de tanques en serie" como medida de no idealidad. Aunque no son comparables directamente, Reiu ( 1980) desarrolló una relación entre estos dos parámetros. Un "número de tanques en serie .. grande

o un "coeficiente de dispersilín . · · P"l\tl·..... cno,, comportanuento cercano al nu·¡o p't. . , . , 1s on. eJemylos tlp1co~ se muestran en la Figura En una cantidad de oportunilialles :ie trado que el pobre desempeño lie los . verticales se ha debido a dcllcientes · de flujo. Keast y Sichter ( 1984) dieron a resultados de pruebas de trazador en un dor vertical que mostró evidencia de significativo de masa cocida caliente. mientras la velocidad de product:il.lll de se aumentó. La insatisl"acciún cnn este 1 dor llevó a su reemplazo. La Figura 16.7 (A)

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Carga de calor aumentada Masa cocida caliente

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rv·lasa cocida caliente Viscosidad reducida Flujo incremenl<:ldo

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Ruta 2

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cómo las pruebas de trazador pL~edcn _ser • ,. identificar problemas y medir el efecp.l'1 . modificaciones para meyxar el dese mpeno. "'""""'do que un conjunto de tres cristaliverticales conccwdos en serie y diseñados a Jns principios detallados en la Sección presentan las características de flujo aproxia 36 tanques en serie (Rouillard 19R7). muestra en la Figura 16.7 (C) y representa buen acercamiento al fiujo pistón. '"""''¡,,,·de trazador en cristalizadorcs de co1 • convertidos a operación continua en (Smitlt el a!. 1977) resaltaron el problema flujo alternas en las que una porci6n de la 1 tiene insuficiente tiempo de retención. ·en Australia con cristalizadores modehan idcmillcado este problema (Kirby y

en la dinámica del tluído (Harris el han mostrado nuevamente la existencia de fe !lujo paralelo en las que la región más fría cscncialn!ente cstucionaria. (200 1) describe el concepto de mtas de HuEl enfriamiento de una corriente de masa que tenga rutas de flujo paralelo es inherenteinestable. El incremento rápido en la viscosir una caída en la temperatura crea un ··círculo acuerdo
~

0.15

16.3.2 Características del/lujo de la masa cocida

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1.5

Tiempo de residencia, sin dimensión

prnhlemas de enfriar masas cocidas de alta también pueden inferirse a partir de !os de los grupos adimensionales (Harris el al. ·El valor muy alto del número de Prmultl (2 x indica que es mucho mús difícil mezclar calor , con cambios de temperatura conregiones muy estrechas adyacentes a las 1 enfriadas. El número de Peclet alto (400) que la transferencia de calor por convección LJUc mediante conducci6n. · et al. (200.2) han encontrado que el agimasa cocida contribuye al desempeño en dos 1 't

~

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2.0 Tiempo de residencia,

Figura 16.7: Ejemplos de dislribuciones de tiempo de residencia en cristalizadores . .. A Distribuciones medidas de tiempo de residencia en LTÍsta!izador vertical previn a la mndihc:u.:wn. . . 1 1ie111pn de residencia del cristalizador rnodificaLlo. Las dns trazas o huellas corresponden a puntos de 1 · ' 1 y a lJOQ (Sima y Harrix !999). C Tiempos de residencia de crista!izador vertical. comparados _cnn el nw~:do ~k ~ ~ serie de 36 unidades (Ro11illurd 19R7). D DistribuciOn de tiempo de residencia en un cristaltzadur honzml!.tl C Whire llJ?H).

4XJ

formas: primero, previene la formacitín de rutas de /lujo preferencial y segundo, crea el arrastre necesaIio en las superficies de enfriamiento para promover la transferencia de calor. Ellos proponen que el movimiento del agitador debiera ser perpendicular a las isotermas para interrumpir las rutas preferenciales.

16.3.3 Reacción de Mai/lard Lo que se nombra como reacción de Alai/lanl es en realidad una cantidad de reacciones diferentes que involucran azLícares reductores y aminu nitrógeno. El resultado es la l"ormación de cuerpos coloreados y de sustancias de alto peso molecular lo que incrementa la viscosidad. Frecuentemente asociada con las reacciones de Maiilard está la degradación de Strecker, lo que lleva a la evolución de dióxido de carbono. Las burbujas formadas son pequeñas y por ello generalmente son retenidas en la masa cocida. Esto airea la masa cocida. incrementando signillcativamente la viscosidad (Ncwe/! 1979, White et aL 1983 ). Esto también es conocido como el fenómeno que ocasiona la digestion de mieles y formación de espuma en los cristalizadores así como explosiones en tnnques de mieles. ya que es una actividad exotérmica. Los efectos de estas reacciones pueden reconocerse fácilmente en los cristalizadores C debido a que las reacciones conllevan la l"ormación de un color rojizo en las masas cocidas. contrario al color oscuro, casi negro de las masas cocidas no afectadas. Al medir el remanente en la miel llnal, se ha mostrado que casi un tercio del amino nitrógeno en el jarabe es destruido (More! du Boil y Sclu"(lfler 197R). Las reacciones también destruyen aztícarcs reductores, formando impurezas adicionales. incrementando así las pérdidas en las mieles. La glucosa es consumida preferencialmente en la reacci
Rctáem:i11.1' piÍg . ..J.S-1

484

16 Cristalizadnres por enfriamiento

aL 1983 ). La reacción puede minimizarse llevando a ebullici6n a los tachos a temperaturas tan bajas como sea posible. Particularmente cun masas cocidas C. las temperaturas debieran mantenerse por debajo de los 63 ac en el momento de la descarga y enfriadas tan rápido como sea posible en los cristalizadores. Eluso de mieles para mezclar puede ayudar a reducir !a velocidad de reacción al reducir el Brix de la masa cocida.

16.3.4 Circuitos de agua de enfriamiento Las consecuencias de cualquier filtración del agua de enfriamiento del cristalizador hacia la masa cocida son severas y pueden afectar adversamente la cristalización. Por esta razón es altamente deseable utilizar un suministro de agua limpia de buena calidad para el enfriamiento reduciéndo así las posibilidades de corrosión en los elementos de enfriamiento. Normalmente esto requeriría de un pequeño sistema de enfriamiento dedicado a enfriar los cristalizadores. En numeras redondos, una fábrica que procesa 10 000 t/d de caña tendría un circuito de torre de enfriamiento manejando aproximadamente 100 t/h de agua con una carga de calor de aproximadamente 1 MW. La cantidad de agua se calcula fácilmente a partir del balance de energía y se espera que sea de aproximadamente de 1 a 1.5 m--' de agua por m 3 de masa. Para esta tarea se utiliza frecuentemente agua de enfriamiento del condensador. Sin embargo, esta agua siempre está contaminada con aztícar y frecuentemente contiene sólidos suspendidos. Agua de mala calidad siempre llevará a corrosión y filtraciones. !o que requerirá que el suministro de agua a los cristalizadores dañados sea interrumpida y esto algunas veces lleva a costosas reparaciones. Una tarea esencial de mantenimiento durante la época de no cosecha consiste en pruebas de presión para detectar llltraciones en los elementos de enfriamiento. Por otro lado, un sistema organizado y pequeño requiere muy poca dosificación de químicos debido a que la contaminación por aztícar no es un tema preocupante. La temperatura del agua no necesita estar muy por debajo de 35 De. es decir. no es una tarea onerosa de la torre de enfi·iamiento. La diJ-'crencia de temperatura entre el agua y la masa cocida no debiera ser muy alta o de lu contrario puede ocurrir un ''congelamiento'' de masa cocida sobre los ele-

Referencias Capítulo 16

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mentns. Esto es particularmente Lletecta )]e . 1 cocidas A donde se ha obscrv·¡do , 1 '-~ueas 1 de temperatura mayores de 10 oc l¡· .·. 1 .

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de cnstahzac10n de sacarosa en los friamiento, aislándolos efectivamente. El arreglo ideal incluye una controlar la temperatura del agua de particularmente hacia las masas cocidas A tenga la capacidad de controlar la · !ida desde lus cristalizadores A. Es!O fácilmente desviando en forma pn>porei<>nad> de retorno de Jos cristalizadorcs hacia las enfriamiento para elevar la tcmper~nura del retomo.

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