ES2116251T3 - Sistema de filtracion de membranas enrolladas. - Google Patents

Abstract

UN METODO Y UN APARATO PARA LOGRAR OSMOSIS INVERSA, MICROFILTRADO, NANOFILTRADO Y ULTRAFILTRADO PRODUCE UNOS TORBELLINOS DEAN CONTRA LA SUPERFICIE DE UNA MEMBRANA QUE, DE MANERA VENTAJOSA, TIENE FORMA DE UN TUBO CON UNA MEMBRANA HELICOIDAL BOBINADA (34).

Description

Sistema de filtración de membranas enrolladas.

Campo y fundamento de la invención

La presente invención se refiere en general a módulos o elementos de filtración, y en particular a unos nuevos método y aparato útiles que utilizan una membrana tubular, curvada o enrollada construida para maximizar la formación de vórtices de Dean en la interfase de la solución-membrana, para mejorar el efecto de filtración.

La mayoría de los diseños modulares para procesos de membrana realizados a presión, tales como ósmosis inversa, ultrafiltración y microfiltración están basados en maximizar el área de la membrana por volumen unitario y en la comodidad de manipulación del módulo. Existen muchos métodos para reducir el precio de costo y las incrustaciones, incluyendo la modificación química de la superficie de la membrana y métodos físicos tales como la limpieza por restregado. También se conocen métodos hidrodinámicos que se basan en remolinos durante el flujo turbulento o inestabilidades inducidas en el flujo. Dichas inestabilidades pueden crearse introduciendo piezas de inserción en la trayectoria del flujo. El flujo inestable a través de las membranas también ha sido utilizado en reducir la acumulación de soluto en la interfase solución-membrana, por uno de los co-inventores de la presente solicitud de patente. Véase Belfort, G., "Fluid mechanics in membrane filtration: Recent Developments", J. Membrane Sci., 40, 123-147 (1989).

Se han usado diferentes tipos de inestabilidades incluyendo vórtices e inestabilidades que resultan de superficies de membranas rugosas, pulsaciones de flujo y superficies de membrana oscilantes. Además de asperizar la superficie de las membranas, etc., también se han inducido inestabilidades haciendo girar un sistema de disco desarrollado: (i) en los años de la década de 1970 por Fred Littmand y Jerry Kroopnick en la compañía Dresser Industries, TX y antes que en los Stanford Research Laboratories, CA, y (ii) en los años de la década de 1990 por Brown Boveri Co. en Malmo, Suecia. Uno de los métodos de despolarización más satisfactorios ha usado vórtices de Taylor establecidos en un módulo de filtración anular rotatorio. Las principales limitaciones de este diseño son dificultad en el aumento de escala del área de la membrana y el alto consumo de energía. Los vórtices también se han producido en canales revestidos con membrana invirtiendo frecuentemente el flujo turbulento (a 8 Hz) en un canal ondulado véase, Stairmand, J.W. y Bellhouse, B.J., "Mass transfer in a pulsating turbulent flow with deposition into furrowed walls" Int. Heat Mass Transfer, 27, 1405 (1985). Esto también se ha hecho forzando al fluido a circular alrededor de un canal semi-cilíndrico espiral sobre una membrana plana. Véase la solicitud de patente PCT W0 90/09229 del 23 de agosto de 1990 de Winzeler. Ambos métodos muestran un mejor rendimiento en presencia de vórtices, pero cada uno de ellos ha experimentado ciertas dificultades en el aumento de escala y problemas de obturación. Se ha recomendado ampliamente el uso de espaciadores en una unidad de enrollamiento en espiral para inducir mezclamiento. Desafortunadamente, con los bajos números de Reynolds axiales usados típicamente en flujo de Poiseuille para la mayoría de las unidades de enrollamiento en espiral, este método ha sido ampliamente ineficaz. Véanse los filtros de flujo en espiral de Toray Industries, Inc., descritos, por ejemplo, en su folleto titulado "Romembra Toray Osmosis Reverse Elements".

El uso eficaz de inestabilidades en fluidos, tales como vórtices, en membranas sintéticas para despolarizar y limpiar membranas sintéticas para aplicaciones con membrana que trabajan sometidas a presión ha sido ampliamente confirmado en la bibliografía. Véase Winzeler, H. B. y Belfort, G. (1993), "Enhanced performance for pressure-driven membranes processes: The argument for fluid instabilities", J. Membrane Sci., 80, 35-47. La presente invención ha mostrado unas excelentes mejoras de flujos en presencia de vórtices de Dean que resultan del flujo alrededor de un conducto curvado con membranas de microfiltración.

El documento PROC. 3TH INT. SYMP. ON FRESH WATER FROM THE SEA, vol. 2, 1970, ATHENS, GREECE, pp. 587-600, XP002016252 S. SRINIVASAN: "Ósmosis inversa in a curved tubular duct", se refiere a los efectos sobre la transferencia de masas en un sistema de osmosis inversa que emplea un conducto de membrana tubular curvada. Para este sistema se observó un aumento en la transferencia de masas debido a la fuerza de Coriolis. De acuerdo con este estado de la técnica se utiliza la existencia de un flujo secundario en aplicaciones de ósmosis inversa con el fin de reducir la polarización de la concentración.

El documento TRANS. AMERICAN SOC ARTIFICIAL INTERNAL ORGANS, vol. XXI, April 1975, WASHINGTON, US, pp. 216-223, XP002016255 K. TANISHITA: "Tightly wound coils of microporous tubing: Progress with secondary-flow blood oxigenador design" se refiere a transferencia a través de una membrana de un gas disuelto en agua que se mueve a través de un tubo enrollado. Esta simulación de un oxigenador de sangre usa la geometría del tubo enrollado para producir un flujo secundario en el fluido y compara los coeficientes de transferencia con los experimentados en un sistema de tubo lineal (es decir rectilíneo, no enrollado).

El documento MED. & BIOL. ENG. & COMPUT, vol. 15, no. 2, 1977, STEVENAGE, UK, pp. 106-117, XP002016254 U. BAUMEISTER: "Blood oxygenation in coiled silicone-rubber tubes of complex geometry" se refiere al efecto sobre la transferencia de gases de mover un fluido con un gas disuelto a través de sistemas de enrollamiento complejos de orientaciones alternativas. Las reorientaciones de los tubos enrollados hacen que se re-establezca constantemente un flujo secundario, mejorando además el mezclamiento del líquido.

Sumario de la invención

Por consiguiente, es un objeto de la presente invención proporcionar un método de desincrustación y un aparato para efectuar un proceso de filtración a presión con efectos de filtración mejorados adaptados para superar los inconvenientes antes mencionados.

De acuerdo con la presente invención el objetivo anterior se consigue por un método de acuerdo con la reivindicación 1 y un aparato de acuerdo con la reivindicación 8. Las reivindicaciones dependientes se refieren a aspectos ventajosos adicionales de la presente invención.

Un aspecto de la presente invención es un aparato y a un método para establecer vórtices, en particular, vórtices de Dean, que resultan del comienzo de un flujo estable en una trayectoria curvada.

Además, un aspecto de la invención incluye vórtices de Dean para desincrustar, es decir, eliminar depósitos y despolarizar, es decir, eliminar materia disuelta suspendida cerca de la membrana, alejando los solutos de las superficies de la membrana. La invención también incluye un tubo de membrana enrollado en espiral o de otro modo para uso
en:

(i) ósmosis inversa - usada principalmente para retención de sales y productos orgánicos de bajo peso molecular;

(ii) nanofiltración - usada principalmente para fraccionamiento de sales y productos orgánicos de bajo peso molecular;

(iii) ultrafiltración - usada principalmente para fraccionamiento de productos orgánicos de peso molecular medio y transporte de sales y de productos orgánicos de bajo peso molecular;

(iv) microfiltración - usada principalmente para la retención de coloides, pequeñas partículas, y transporte de sales, productos orgánicos de bajo peso molecular y otros productos orgánicos y solutos disueltos.

El flujo con vórtice de Dean de la invención no solamente tiene ventajas similares a los flujos con vórtices de Taylor y los flujos oscilantes sino que también es susceptible de aumento de escala.

Para una mejor comprensión de la invención, sus ventajas de operación y los objetos específicos conseguidos por sus usos, se hace referencia a los dibujos que se acompañan en los que se ilustran las realizaciones específicas de la invención.

Breve descripción de los dibujos

En los dibujos:

Fig. 1 es una gráfica que representa la relación de radios frente al número de Reynolds crítico para una teoría de hueco estrecho, mostrada en línea de puntos, y una teoría de hueco ancho mostrada en línea continua;

Fig. 2 es una ilustración esquemática de la geometría de un tubo helicoidal usado de acuerdo con la presente invención;

Fig. 3 es una vista esquemática en corte de un diseño multitubular lineal usado para ayudar a verificar la eficacia de la presente invención;

Fig. 4 es una vista esquemática en corte de un diseño de fibra hueca multitubular envuelta usado para confirmar la eficacia de la presente invención;

Fig. 5 es un detalle ampliado de la Fig. 4;

Fig. 6 es un diagrama esquemático del sistema experimental usado para confirmar la presente invención;

Fig. 7 es una gráfica que ilustra la caída de presión axial por unidad de longitud en función de la relación del número de Dean con agua desionizada como alimentación;

Fig. 8 es una gráfica que muestra un flujo de soluto de una solución de sal que contiene MgSO_{4} en módulos de nanofiltración lineales y espirales a una presión transmembranal de 1700 kPa, una relación de Dean de 3,84 y una temperatura de 298 K (no correspondiente a la invención).

Fig. 9 es una gráfica similar a la Fig. 8 en donde la concentración de MgSO_{4} se cambia de 1.000 ppm a 2.000 ppm, la presión se aumenta a 1.800 kPa y la relación de Dean es 7,69 a la misma temperatura de 289 K (no correspondiente a la invención).

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Figuras 10, 11, 12 y 13, son gráficas que representan los coeficientes de permeabilidad frente a concentraciones de soluto o suspensión, que demuestran la eficacia de la presente invención (las Figuras 10 y 11 no corresponden a la invención).

Fig. 14 es una vista en corte esquemática que muestra los tubos de membranas para ser usados en el método y aparato de acuerdo con la presente invención con las vueltas de los enrollamientos progresando tanto axialmente como radialmente y la

Fig. 15 es una vista similar a la Figura 14 de un tubo de membranas adicional para ser usado en el método y aparato de acuerdo con la presente invención con las vueltas enrolladas de modo que progresan radialmente.

Descripción de las realizaciones preferidas

Las circunstancias en las cuales aparecen vórtices en flujo en canales curvados ha sido determinada por Dean, W.R., "Fluid motion in a curved channel", Pro. Roy. Sco A 121 (1928) 402-420. La aparición de vórtices depende de la velocidad del fluido caracterizada por un número de Reynolds y la relación (cociente) de radios interno y externo del canal curvado. Una ecuación que relaciona el número de Reynolds crítico (Re_{c}) con la relación de radios ha sido dada por Reid para la teoría del hueco estrecho:

(1)Re_{c} = \frac{\kappa}{2}\sqrt{\frac{\eta}{1-\eta}}

en donde \eta es la relación (cociente) entre el radio interno r_{i} y el radio externo r_{o} de un canal curvado y \kappa = 35,94. Véase Reid, W.H., "On the stability de viscous flow in a curved channel", Proc. Roy. Sco. A, 244 (1958) 186-198.

En la patente de EE.UU. Nº 5.204.002, se describió el análisis de estabilidad lineal y débilmente no lineal para Re_{c} para la teoría del hueco estrecho. Los resultados de las dos teorías se muestran en la Fig. 1. Ambas teorías han sido derivadas de una ranura o rendija curvada. Si embargo, ambas están basadas en las ecuaciones de Dean que no especifican la geometría del canal. Para la presente invención, se supone un ajuste apropiado de la teoría del hueco estrecho para un tubo curvado. La Fig. 1 revela que la teoría del hueco estrecho (línea de puntos) es una buena aproximación de la teoría del hueco ancho (línea continua) cuando \eta > 0,90.

La relación entre el número de Dean crítico y el número de Reynolds crítico viene dada por:

(2)De_{c} = Re_{c} \cdot \sqrt{\frac{d}{\kappa}}

donde \kappa = (r_{o}+r_{i})/2 y d = r_{o}-r_{i} es el diámetro interno del tubo. Para considerar los diferentes radios de un círculo y una espiral se usa el radio de curvatura dado por Germano, M., "The Dean equations extended to a helical pipe flow", J. Fluid Mech. 203 (1989) 289 305.

(3)r_{c} = \frac{r^{2} + p^{2}}{r}

donde

(4)r = \frac{d_{var}}{2} + t + \frac{d}{2}

(5)p = \frac{m}{2\pi} (d + 2t)

siendo t el espesor de la pared del tubo (membrana y m el número de tubos que están uno al lado de los otros (véase la Fig. 2).

Usando la definición para la relación de curvatura, obtenemos

(6)\frac{r_{c}}{d} = \left(\frac{1}{2}\right)\frac{1 - \eta}{1 + \eta}

Sustituyendo las ecuaciones (4) y (5) en (3) y luego (3) en (6), obtenemos

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100

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Esta ecuación se examina a continuación.

Se diseñaron dos módulos de membrana de fibras huecas y se construyeron de modo que se comparara la diferencia en rendimiento para nanofiltración en presencia o ausencia de vórtices. El primer módulo, un diseño de tubo lineal, 10, en la Fig. 3, contenía 26 fibras huecas lineales, 12, selladas en la obturación, 16,18, en el interior de una envolvente, 14, de poli(cloruro de vinilo clorado) (abreviadamente CPVC por la expresión inglesa Chlorinated Polyviny Chloride). Las entradas, 20, suministran alimentación a los tubos y también actúan como salidas. También se dispuso una salida para perneado, 22. El segundo módulo, un diseño de tubo en espiral, 30, en las Figuras 4 y 5, también contenía 26 varillas,32, cada una de las cuales estaba envuelta con una fibra hueca, 34, en una configuración espiral. Las fibras huecas y las varillas se sellaron en ambos extremos, 36,38, de una envolvente exterior de plástico, 40. Una entrada/salida de alimentación, 42, y una salida de perneado, 44, están conectadas a la envolvente, 40. El tubo no necesita estar enrollado sobre una varilla, sin embargo, y aún en ese caso estará dentro del alcance de la presente invención.

El módulo de tubo lineal, 10, tiene una longitud global de 815 mm y un diámetro de aproximadamente 90 mm. La longitud de fibra activa fue 790 mm y el área superficial 147 cm^{2}. Había una salida, 22, para la recogida de permeado. Las varillas, 32, del módulo, 30, tenían un diámetro de 3,175 mm y las fibras, 34, estaban envueltas apretadamente a su alrededor. Debido a la mayor sección transversal del módulo del tubo en espiral, 30, los ajustes exteriores de la envolvente, 40, fueron incapaces de resistir la presión de operación máxima de 280 kPa. Para protegerlas del estallido, se instaló una pinza hecha de dos placas metálicas de 10 x 10 cm y cuatro varillas roscadas para abrazar al módulo. Por razones de simplicidad y reproducibilidad, se eligió un diámetro de varilla constante para todas las varillas. Sin embargo, puesto que el caudal de alimentación disminuyó a través del módulo y, por lo tanto, también disminuyó la velocidad del fluido, los vórtices podían debilitarse e incluso desaparecer hacia la salida del módulo. De acuerdo con la invención, siempre se intenta trabajar de modo que el número de Reynolds (o el caudal) sea mayor que el número de Reynolds crítico (o el caudal crítico).

El diámetro más pequeño, d_{varilla} que permite que las fibras sean envueltas alrededor sin dañarlas se encontró que era 3 mm.

Para optimización de \eta y para obtener el mejor rendimiento en un módulo de tubo en espiral, la relación (cociente) del mayor número de Dean posible y el número de Dean crítico debe ser maximizada, es decir,

(8)maxD = \frac{De}{De_{c}} = \frac{Re}{Re_{c}}

Puesto que el caudal máximo (o número de Dean máximo) se limitó a una caída de presión máxima de 280 kPa en el módulo de tubo en espiral, se decidió disminuir el número de Reynolds crítico y por tanto \eta de acuerdo con la Fig. 1. Esto nos permitiría maximizar De.

Para determinar el diseño óptimo de un módulo de tubo en espiral, representamos gráficamente \eta de la ecuación (7) frente al diámetro interno de la fibra hueca, d, y el diámetro de las varillas, d_{varilla}. Cuanto más pequeño sea d_{varilla} y el número de fibras envueltas alrededor de una varilla, más se puede reducir \eta. Un mayor diámetro de la fibra hueca también haría que disminuyera \eta. Sin embargo, dicha fibra sería más débil y, por tanto, resistente a la presión. Por tanto, también disminuirían la caída de presión máxima y el caudal máximo.

Se determinó, como se indicó antes, el diámetro más pequeño, d_{varilla}, con el que se podrían envolver las fibras a su alrededor y se encontró que era 3 mm.

Los cálculos para el número de Reynolds crítico y el número de Dean crítico Dean siguen a continuación. Dadas las dimensiones de las fibras huecas (d = 0,270 mm, t = 0,175), y de las varillas (d_{varilla} = 3 mm), obtenemos de la ecuación (7) \eta = 0,867. De la ecuación (1), obtenemos Re_{c} = 45,89, y de la ecuación (3) obtenemos r_{ic} = 1,77 mm, y r_{oc} = 2.04 mm.

Por lo tanto encontramos, de la ecuación (2) De_{c} = 17,28.

Los cálculos de la velocidad crítica y el caudal de alimentación crítico se dan a continuación. Los números de Dean y los números de Reynolds se midieron indirectamente a partir del caudal volumétrico a través de los módulos. Un caudal constante se consideró despreciable comparado con el caudal de alimentación. El caudal volumétrico crítico a través de una fibra hueca viene dado por:

(9)Q_{c - fibra} = \frac{\pi}{4}\ d^{2}v_{c}

donde v_{c}, la velocidad crítica, viene dada por

(10)v_{c} = \frac{Re_{c} \cdot \mu}{d \cdot \rho}

donde, para el agua, la viscosidad \mu = 9,855 10^{-3} kg/m-s y la densidad \rho = 1000 kg/m^{3} a 25ºC. Por tanto,

v_{c} = 0.0145 \ m/s

Q_{c-fibra} = 8.32 \ 10^{-6} \ dm^{3}/s

o para 26 fibras,

Q_{c} = 26 Q_{c-fibra} = 2,1610^{-4} dm^{3}/s = 12,98 ml/min para el caudal volumétrico crítico a través de cada módulo.

La relación de Dean máxima se obtiene a partir de la ecuación (8); la relación de Dean máxima es:

D_{max} = De_{max}/De_{c} = Re_{max}/Re_{c} = v_{max}/v_{c} = Q_{max}/Q_{c}

Para el módulo de tubo en espiral, se determinaron experimentalmente el caudal volumétrico máximo para soluciones salinas u suspensiones de sílice como D_{max-solución \ salina} = 13,1 y D_{\text{max suspensiones de sílice}} = 11,6.

Se instalaron múltiples fibras huecas en cada módulo de modo que se obtuviera el valor medio de las diferencias de cada fibra individual. Las membranas de fibra hueca tenían un diámetro interno de 0,270 mm y un diámetro externo de 0,620 mm. El material de soporte estaba hecho de poliétersulfona, y el revestimiento consistía en una poliamida interfacialmente polimerizada. Véase S. McCray, (Oct. 24, 1989), Patente de EE.UU. 4.876.009, "Tetrakis-amido high flux membranes". Dichas membranas estaban hechas específicamente para nanofiltración con un intervalo de temperatura de 0-60ºC y un intervalo de pH de 3-9. La presión media de estallido fue 320 kPa.

Para asegurar condiciones similares de temperatura, solución de alimentación etc., durante el ensayo de los dos módulos se diseñó un sistema experimental que funciona simultáneamente en ambos, en el módulo de tubo en espiral 30 y como referencia, en el módulo de tubo lineal, 10. El sistema experimental se representa en 50 en la Figura 6. Consistió en un depósito, 52, de Nalgene de 19,5 litros, una bomba de diafragma 54 (Wanner Hydracell, NY, Mod Nº M 03) accionada por un motor eléctrico de velocidad variable (Baldar, NY, Mod Nº CDP 3330) y regulado por un controlador (SECO, NY, Mod Nº160SRC) y los dos módulos de membrana.

Se usó un recipiente de gran volumen en la forma de un depósito, 52, para reducir la pulsación del fluido dentro del aparato experimental y para evitar aumentos de temperatura debidos a la bomba y un mezclador en el sistema. La pulsación restante se amortiguó por un amortiguador, 56, (Bomba de catálogo, Mod Nº 6029) y se instaló en la tubería de descarga de la bomba, 54, tan próxima a los módulos de membrana como era posible. El amortiguador se pre-cargó con 133 kPa (195 psi) 0,5 veces la presión máxima de entrada de los módulos. Por esta razón se empezó trabajando eficazmente a 136 kPa (200 psi). La bomba y el amortiguador se conectaron mediante una manguera metálica flexible 58 [Swagelok de 1,25 cm (0,5 pulgadas), longitud 900 mm, 316SS). La bomba era capaz de generar una presión de 680 kPa (1000 psi). La presión producida durante el curso del experimento era mucho menor que esta, hasta 270 kPa. Puesto que el caudal mínimo de la bomba 104 ml/min, era superior al requerido para nuestros experimentos y debido a que la bomba funcionaba muy defectuosamente a bajos caudales, se instaló una tubería de paso en derivación (bypass), 60, con una válvula de aguja 62 (Swagelok, NY, Mod Nº SS-3NRS4) y se hizo funcionar principalmente a 800 ml/min (es decir, al 40% en una balanza controladora). La temperatura de la alimentación se medió mediante un medidor de temperatura, 64, (termopar) situado en la tubería 66, justo después del amortiguador de
pulsación.

Después de la tubería de paso en derivación (bypass), el flujo de alimentación se dividió en dos corrientes paralelas, 67, 68, con la misma sección transversal, una para cada módulo. También fue posible hacer funcionar los módulos separadamente cerrando las válvulas de bola 69 y 70 (Swagelok, NY, Mod Nº SS-42S4) instaladas al comienzo de cada tubería. La presión de entrada de los módulos, la presión de transmembrana y la caída de presión sobre los módulos se midió con los manómetros, 72 (McMaster Carr, Mod Nº 4088k999, con cuerpo de monel, relleno de glicerina). Duchos manómetros estaban situados en la entrada y la salida de cada módulo. El caudal de alimentación a través de los módulos y la presión de salida se controlaron regulando (la contrapresión) la válvula 73, 74 (Swagelok, Mod Nº SS-MS4-VH) aguas abajo de cada módulo. Las corrientes de permeado pasaban a través de los caudalímetros, 75, 76, (Gilmont, Mod Nº GF1200) para determinar si las corrientes de concentrado y permeado se mezclaban bien antes de entrar en el depósito, 52. Además, fue más fácil obtener los caudales de alimentación sin la necesidad de añadir el concentrado a los caudales de permeado. Los caudales de alimentación se midieron con dos caudalímetros 77, 78 (Gilmont, Mod Nº GF2360) antes de las corrientes del sistema, disminuyéndose significativamente el coste de los caudalímetros. Para tomar muestras de las corrientes de permeado y concentrado de cada módulo, se añadió una tubería de toma de muestras 80, 82 en cada corriente y se cerró con una válvula 84, 85. Toda la conexión y los accesorios situados aguas arriba de las válvulas resultantes estaban hechos de tubería de acero inoxidable 316 de 12,7 mm (1/2 pulgada) y 6,35 mm (1/4 de pulgada) (Swagelok). Aguas abajo de las válvulas reguladoras. 73, 74, se usaron tubos de plástico y accesorios de plástico de 4,76 mm (3/16 de pulgada). Para mantener la solución de alimentación homogénea en el recipiente, se instaló un mezclador 90 y se hizo funcionar durante los experimentos aproximadamente cada 5 minutos con una duración de 3 minutos.

Para examinar el potencial de los vórtices de Dean para impedir la polarización de la concentración y las incrustaciones en las membrana, el módulo de tubo en espiral y el módulo de tubo lineal se ensayaron simultáneamente con diferentes soluciones de sales y suspensiones de sílice que contenías sales.

Los requerimientos del líquido para todos los experimentos fue agua ultralimpia. Este agua se produjo haciendo pasar agua del grifo a través de un filtro de carbono, una unidad RO (Filmtech, Minneapolis, MN, Model Nº FT30), cambiadores de iones y esterilizador de UV. La resistividad del agua ultralimpia se comprobó continuamente mediante un medidor de conductividad y estaba siempre entre 18 y 19 Megohm/cm. aunque la resistividad es solo un indicador de las impurezas inorgánicas, se consideró que las impurezas orgánicas eran muy bajas, debido al filtro de carbono, la unidad RO y el esterilizador de UV.

Para las soluciones salinas se usó sulfato de magnesio (MgSO_{4}); las suspensiones de sílice se prepararon con partículas de sílice de 20 \mum (Degussa, Alemania, Sipernat 22).

Se ensayaron cuatro diferentes suspensiones: 0, 20, 40 y 80 ppm de sílice (denominadas 1-4). Cada una de las suspensiones se ensayaron en combinación con diferentes soluciones de sal (llamadas tipos de alimentación): (1) con 1000 ppm, 1500 ppm y 2000 ppm de MgSO_{4}; (2) y (3) con 1000 ppm y 2000 ppm de MgSO_{4}; y (4) con 1000 ppm de MgSO_{4}. La presión osmótica para diferentes soluciones de MgSO_{4} se da a continuación.

Para cada tipo de alimentación se ensayaron, al menos cuatro diferentes caudales, cada uno de ellos a cuatro diferentes presiones de entrada. Los caudales fueron: 50, 80, 110, 130, 150 y 170 ml/min. Las presiones de entrada se eligieron desde 167 kPa (245 psi), 190 kPa (280 psi), 211 kPa (310 psi), 231 kPa (340 psi) y 252 kPa (370 psi). Las bajas presiones de entrada no pudieron obtenerse para caudales altos (130 ml/min y superior) puesto que la caída de presión introducida por el módulo de tubo en espiral era más grande que la presión de entrada en estos casos. Se requirió una lectura de presión de salida de al menos 10 kPa (15 psi) para obtener resultados
fiables.

Antes de empezar los experimentos, el recipiente se llenó con 0 - 15 litros de agua ultralimpia. Los pesos de MgSO_{4} y sílice se midieron con una balanza de precisión Sartorius (Alemania, Modelo K Nº 4030). Mientras se mezclaba la solución de alimentación, se añadió primeramente la sal y luego las partículas de sílice. La solución se mezcló exhaustivamente durante 10 minutos. Después de poner en marcha la bomba, se estableció la primera combinación de presión de entrada y caudal de alimentación. Llevó aproximadamente 80 minutos alcanzar el estado estacionario para la primera combinación de presión/caudal, puesto que los módulos de membrana estaban originalmente rellenos de agua ultralimpia. Las lecturas de las siguientes combinaciones de presión/caudal pudieron tomarse después de 30 minutos, con una discrepancia menor del 5% a partir del estado estacionario.

Para establecer una presión de entrada deseada y un caudal deseado, la válvula del bypass se cerró hasta que la presión de entrada alcanzó el valor deseado. Luego se ajustaron los caudales de alimentación con las válvulas reguladoras. Debido a los cambios introducidos en la presión de entrada, girando las válvulas reguladoras, fueron necesarios diversos ajustes alternativos alternando la válvula del bypass y las válvulas reguladoras para establecer una presión estacionaria y caudales estacionarios.

Una vez que se habían instalado una nueva combinación de presión de entrada y caudales de alimentación, se tomaron las lecturas de los manómetros y caudalímetros cada 3 - 5 minutos. Las muestras de las corrientes de permeado se tomaron cada 5 - 10 minutos y se midió su conductividad (medidor de conductividad de Cole Palmer). Las muestras de las corrientes de concentrado se tomaron cada 10 - 15 minutos y también se midió su conductividad. A continuación, las muestras se hicieron pasar por arrastre de nuevo al depósito. La conductividad de la solución de alimentación también se comprobó regularmente.

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Los manómetros fueron calibrados por los fabricantes con una precisión de \pm 0,15%. El calibrado de los caudalímetros se comprobó con un cronómetro y tubos de ensayo pesados. La precisión fue \pm 1% para los caudalímetros del permeado y \pm 2% para los caudalímetros de la alimentación. El medidor de conductividad se calibró con dos soluciones de ensayo estándares de 718 \muS y 2070 \muS proporcionados por la compañía Cole Parmer.

Después de cada día de experimentos, el sistema y las membranas se lavaron con agua ultralimpia durante 30 minutos para eliminar por arrastre las moléculas de sal, la sílice y otras partículas de las membranas. A continuación, se hizo circular una solución de ácido cítrico al 0,05% a través del sistema durante 30 minutos para disolver los iones metálicos de las membranas. Luego, se realizó una etapa de limpieza de 30 minutos con solución de hidróxido de sodio (NaOH) a pH 10,5. El aumento de pH condujo a un aumento de la solubilidad de las partículas de sílice. Finalmente, el sistema se lavó con agua ultralimpia durante 4-6 horas. Después de los experimentos con soluciones de sílice, tuvieron que repetirse las etapas tercera y cuarta durante 4 - 10 veces para eliminar las partículas de sílice coaguladas de la membrana. Las permeabilidades al agua de las membranas se comprobaron después de cada etapa. Una vez a la semana los módulos de las membranas, las tuberías y los accesorios se desmontaron y lavaron con agua ultralimpia a presión.

Mientras se realizaban los experimentos con suspensiones de sílice, las partículas de sílice sedimentaron en las tuberías de plástico aguas abajo de las válvulas reguladoras. El problema se resolvió cambiando la tubería de 0,952 cm (3/8 pulgadas) con tubería de 0,476 cm (3/16 pulgadas) y aumentando por tanto la velocidad media en los tubos en un factor de cuatro veces.

La presión osmótica de las soluciones de magnesio se calculó por la siguiente aproximación de una solución diluida:

(11)\pi = \frac{RTM_{A}}{V_{A}}v \cdot m \cdot \phi

donde R es la constante de los gases, T es la temperatura absoluta, M_{A} es el peso molar del disolvente, V_{A} el volumen molar parcial del disolvente, v el número de moles de los iones formados a partir de un mol de electrolito, \phi el coeficiente osmótico molal y m la molalidad del soluto.

Ambos módulos de fibras huecas el lineal y el espiral se sometieron a ensayos con relación a la permeabilidad al agua. La permeabilidad para ambos módulos se encontró que era aproximadamente 0,09 litros/(m^{2}-h-kPa), independientemente de la relación de Dean.

La caída de presión axial en ambos módulos se midió en función de la relación de Dean. Los resultados se representan gráficamente en la Figura 7. La ecuación de Hagen-Poiseuille se mantiene para el módulo lineal y por tanto se obtiene una línea recta. Observando las ecuaciones de Navier-Stokes extendidas a un flujo helicoidal, puede verse que la caída de presión axial es una función compleja del caudal. Al menos un término de la ecuación para la caída de presión axial contiene el producto de dos componentes de velocidad. También, los vórtices de Dean son un efecto centrífugo y la fuerza centrífuga es proporcional al cuadrado de la velocidad. Basándose en estas consideraciones, los datos de la caída de la presión axial para el módulo espiral se ajustan a una ecuación cuadrática. El excelente ajuste sugiere que hay algo de verdad en estas observaciones. Estos resultados son similares a los obtenidos previamente para un canal de ranura curvada.

Las características de rendimiento de ambos módulos se midieron para la nanofiltración de soluciones salinas de MgSO_{4}. Debe mencionarse que la presente invención se refiere a soluciones de sales y que contienen adicionalmente partículas sólidas. Por tanto, los ensayos descritos a continuación se refieren a soluciones salinas que no comprenden partículas de sílice y no corresponden al método reivindicado. A baja concentración (1000 ppm de MgSO_{4}) se observaron diversos efectos: (i) hubo una mejora significativa en el rendimiento de los vórtices de Dean; (ii) la mejora del flujo aumentó a medida que lo hacía la fuerza motriz para un número de Dean dado; y (iii) aunque no se ve claramente a esta concentración, la mejora del flujo aumentó a medida que lo hacía el número de
Dean.

Los resultados de la nanofiltración con soluciones de 1500 ppm de MgSO_{4} mostraron los mismos efectos. Se vio más claramente el aumento en la mejora del flujo a medida que lo hacía el número de Dean. El efecto fue incluso más pronunciado a medida que la concentración aumentó a 2000 ppm. También, se vio que la mejora neta en el aumento del flujo con el aumento de la concentración, incluso aunque disminuyeran los caudales absolutos.

Se esperó que, a bajas concentraciones de soluto, fuera pequeña la mejora del flujo debido a los vórtices de Dean. Esto se basó en los resultados con el flujo de agua. A concentraciones muy altas la eficacia de los vórtices de Dean se redujo debido a los efectos de la viscosidad aparente. Una máxima mejora del flujo ocurrirá a una concentración intermedia.

Las gráficas del flujo de soluto de muestra se representan en las Figuras 8 y 9. El mayor flujo de soluto para el módulo espiral significa un menor rechazo. A esto contribuyen al menos dos efectos: (i) un menor flujo de soluto debido a despolarización del vórtice de la capa límite de concentración, y (ii) un mayor flujo de soluto debido a un flujo de permeación creciente. Comparando las Figuras 8 y 9, puede verse que aumentando el número de Dean y la concentración de soluto aumentó la eficacia de la despolarización del vórtice reduciendo el flujo de soluto. En otras palabras, a mayores concentraciones y caudales cruzados, los rechazos de soluto se mejoran con presencia de
vórtices.

La consideración clave para una verdadera comparación de rendimientos de los dos módulos es la mejora del flujo con respecto al consumo de energía o pérdida de presión axial. Los números de Reynolds (o la equivalente relación de número de Dean con fines de comparación) a los cuales deben compararse los resultados de flujo de ambos módulos, pueden obtenerse de la Figura 7. Por ejemplo, el flujo obtenido sin vórtices a una relación de Dean equivalente de 10 debe compararse con flujos con vórtices a una relación de Dean de 5,7. El flujo a una relación de Dean de 10 y fuerza motriz de 1900. kPa comparado con un flujo a una relación de Dean de 3,84 (en lugar de 5,7) a la misma fuerza motriz da una estimación conservadora de la mejora del flujo que puede conseguirse (aproximadamente 35%). Esto muestra claramente que para la misma entrada de energía el rendimiento con vórtices de Dean es superior al del módulo lineal. El efecto es mucho más notable a medida que aumenta la concentración de
soluto.

Las gráficas de las Figuras 12 y 13, muestran los resultados ventajosos de la invención. La Tabla siguiente recoge estos resultados para demostrar par demostrar las ventajas de la invención.

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(Tabla pasa a página siguiente)

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La Figura 14 muestra tubos de membrana para ser usados en el método y aparato de acuerdo con la invención con vueltas que están enrolladas progresando tanto axialmente como radialmente, muy similar a como una cuerda esta enrollada en una bobina.

La Figura 15 muestra tubos de membrana para ser usados en el método y aparato de acuerdo con la invención, con vueltas que están enrolladas a la vuelta previa en la dirección radial.

En base a los resultados anteriores se han sacado las siguientes conclusiones.

(i)

El diseño y la construcción la invención de un elemento de nanofiltración tubular espiral es eficaz en producir vórtices de Dean que despolarizan y limpian la membrana.

(ii)

La presencia de vórtices de Dean mejora el rendimiento de las membranas significativamente en comparación con el flujo cruzado sin vórtices de Dean.

(iii)

Las mejoras en rendimiento aumentaron a medida que lo hacía la fuerza motriz, y la concentración de soluto (MgSO_{4}) (para bajas concentraciones).

(iv)

El rechazo de soluto aumentó para el módulo espiral a medida que aumentaban el número de Dean y la concentración de soluto.

(v)

Para el mismo consumo de energía, el rendimiento del módulo espiral es superior en 35 a 55% al del módulo lineal para concentraciones de sal relativamente bajas. Esto es un requisito crucial para un funcionamiento satisfactorio en un dispositivo en espiral con vórtices de Dean.

Claims (15)

1. Un método de desincrustar una superficie interna de una membrana tubular curvada y despolarizar una suspensión y el soluto disuelto de dicha superficie durante un proceso de filtración realizado a presión, que comprende la etapa de:

mover una solución de fluido que contiene un soluto y partículas sólidas, a través de la membrana tubular curvada (34),

teniendo dicha membrana una superficie interna y una superficie externa, con lo cual

una porción de la solución del fluido se filtra pasando desde la superficie interna a la superficie externa de dicha membrana, dirigiéndose dicha solución fluida a través de la membrana tubular curvada tubular a un caudal suficiente para producir vórtices de Dean en la solución de fluido que se mueven a través de dicha superficie interna de dicha membrana tubular y al menos parcialmente desincrustan la superficie interna de la membrana, es decir, eliminan los depósitos de la misma.

2. Un método de acuerdo con la reivindicación 1, en donde dicha membrana tubular curvada (34) comprende vueltas que progresan axialmente.

3. Un método de acuerdo con la reivindicación 2, en donde hay poco o ningún espaciamiento entre las vueltas adyacentes a medida que progresan axialmente.

4. Un método de acuerdo con la reivindicación 1, en donde dicha membrana tubular curvada (34) comprende vueltas enrolladas para progresar tanto axialmente como radialmente.

5. Un método de acuerdo con la reivindicación 1, que incluye producir vórtices de Dean usando un número de Dean suficientemente alto para limpiar la membrana y despolarizar una polarización de concentración de la membrana sin una caída de presión excesiva en la membrana tubular enrollada, y maximizar una relación entre un número de Dean suficientemente alto y un número de Dean crítico, siendo el número de Dean crítico una función del caudal de fluido, el diámetro interno del tubo, y el espesor de la membrana y un radio de una vuelta de la membrana tubular curvada enrollada.

6. Un método de acuerdo con la reivindicación 1, en donde la solución de fluido se dirige para pasar la superficie interna de la membrana tubular a una velocidad mayor que la velocidad crítica determinada por la ecuación siguiente:

v_{c} = \frac{Re_{c} \cdot \mu}{d \cdot \rho}

en donde Re_{c}, es el número de Reynolds crítico para la solución de fluido, \mu es la viscosidad de la solución de fluido, d es el diámetro interno de la membrana tubular curvada y \rho es la densidad de la solución de fluido.

7. Un método de acuerdo con la reivindicación 1, en donde dicha solución de fluido incluye un coloide.

8. Un aparato (30) para efectuar una filtración a presión de una solución de fluido que contiene un soluto y partículas sólidas, que comprende:

a) una envolvente externa (40) que tiene una entrada de alimentación (42), una salida de alimentación (42), y una salida de permeado (44); y

b) una o más membranas tubulares huecas curvadas (34) que tienen una superficie interna y una superficie externa dentro de dicha envolvente (40), en donde dichas membranas tubulares (34) están conectas a dicha entrada de alimentación (42) y salida de alimentación (42) para permitir el flujo de dicha solución de fluido desde la entrada de la alimentación (42) hasta la salida de alimentación (42) a través de las membranas tubulares (34) a través de la superficie interna, y permitir la formación de vórtices de Dean en la solución de fluido,

en donde una porción de la solución de fluido puede pasar desde la superficie interior a la superficie exterior de las membranas tubulares, y

en donde dicha superficie exterior está en comunicación con la salida de permeado (44); y

c) medios para mover la solución de fluidos a una velocidad suficiente, de tal modo que en el uso se producen vórtices de Dean en la solución de fluido que se mueven a través de dicha superficie interna de dichas membranas y desincrustan la superficie interna, es decir eliminan depósitos de la misma.

9. Un aparato de acuerdo con la reivindicación 8, en donde dichas membranas tubulares curvadas (34) incluyen vueltas que progresan axialmente o vueltas que están enrolladas para progresar radialmente.

10. Un aparato de acuerdo con la reivindicación 9, en donde dichas membranas tubulares curvadas (34) progresan a lo largo del mismo eje.

11. Un aparato de acuerdo con la reivindicación 10, en donde dichas membranas tubulares curvadas (34) incluyen esencialmente espaciamiento entre las vueltas adyacentes a medida que las vueltas progresan axialmente.

12. Un aparato de acuerdo con la reivindicación 8, en donde dichas membranas tubulares curvadas (34) incluyen vueltas que están enrolladas para progresar axialmente y radialmente.

13. Un aparato de acuerdo con la reivindicación 8, en donde dichas membranas tubulares (34) están conectadas en paralelo a dicha entrada de alimentación y salida de alimentación.

14. Un aparato de acuerdo con la reivindicación 8, en donde en donde dichas membranas (34) son adecuadas para ósmosis inversa, nanofiltración, ultrafiltración o microfiltración.

15. Un aparato de acuerdo con la reivindicación 8, que incluye medios para mover la solución de fluido para pasar a través de la superficie interior de la membrana a un caudal superior a la velocidad crítica de acuerdo con la ecuación

v_{c} = \frac{Re_{c} \cdot \mu}{d \cdot \rho}

en donde Re_{c}, es el número de Reynolds crítico para la solución de fluido, \mu es la viscosidad de la solución de fluido, d es el diámetro interno de la membrana tubular curvada y \rho es la densidad de la solución de fluido.