Destilacion_Flash_Destilacion_instantane.pdf

Destilación Flash Antonio Valiente Barderas
- - 1 - -
Destilación
instantánea o flash
Antonio Valiente Barderas
Facultad de Química
UNAM, C.U.
2010

- - 2 - -
DESEOS HUMANOS
Separación de compuesto de una
mezcla.
EQUIPO
Tanques separadores.
CONDICIONES DE
SEPARACION
Presión, Temperatura,
Composición de la mezcla.
LEYES DE LA NATURALEZA
Transferencia de calor.
Transferencia de masa.
DESTILACION INSTANTANEA O FLASH
Este tipo de destilación implica la vaporización instantánea de una parte de una
mezcla liquida ya sea mediante calor ó reducción de presión. Para lograr lo anterior se debe
lograr que la mezcla a destilar se encuentre entre los puntos de rocío y de burbuja Si a esa
mezcla se le deja alcanzar el equilibrio es posible separar la fracción vapor de la fracción
liquida, lográndose así la concentración de los componentes mas volátiles en la fase gaseosa
y la de los más pesados en la fase liquida.

- - 3 - -
La destilación instantánea se puede utilizar tanto para mezclas binarias como para
multicomponentes, el empleo más frecuente es en el tratamiento de las segundas.
El equipo empleado para este tipo de destilación es muy sencillo en comparación con
el empleado en otros tipos de destilaciones y, consiste generalmente en cambiadores de calor,
válvulas de control y tanques separadores.
Vapores
destilados
Mezcla
Liquida
Líquidos
destilados
T
2
1
3
P
4
N

- - 4 - -
La función de los cambiadores de calor, (cuando se requieran) es la de proporcionar la
energía necesaria a la mezcla que se va a destilar, para que alcance un estado tal que este
entre el punto de burbuja y de rocío de la mezcla. Para una mezcla binaria esto se puede
visualizar fácilmente en el siguiente diagrama H
~
vs. x
~ y
~
, en el que se muestra el punto 1
inicial y el punto 2 final después de haber pasado por el calentador.
Línea de rocío
H
2
línea de
equilibrio
Línea de burbuja
1
y
x ~
,
~
Las válvulas de control se utilizan tanto para controlar el flujo de materia, como para
reducir la presión (procedimiento utilizado en muchos casos para producir la vaporización
instantánea en vez del calentamiento).
La función del tanque separador es la de separación de las fases liquida y gaseosa,
para ello presentan un área de flujo muy grande en comparación con la de la tubería que
alimenta la mezcla de manera que las fases tienen la oportunidad de separarse. Es en función
de la velocidad de diseño y de la diferencia de densidades entre la fase liquida y gaseosa que
se diseñan los tanques separadores.
Por ello se deben seleccionar velocidades tales en la fase gaseosa que no permitan el
arrastre del líquido el cual cae por gravedad a la parte inferior del tanque separador. Para
facilitar la separación y evitar el arrastre del líquido, los tanques separadores tienen con
frecuencia mallas eliminadoras de gotitas cerca de la salida del vapor.

- - 5 - -
Los tanques separadores pueden ser tanto verticales como horizontales, prefiriéndose
los horizontales si la cantidad de líquidos que se maneja es muy grande.
Tanque horizontal
Mezcla Vapor
Liquido
Tanque vertical
Vapor
Mezcla
Liquido

- - 6 - -
En el siguiente diagrama de equilibrio se muestra el efecto del tanque en la destilación
instantánea.
3
2
4
1
La separación de los componentes ligeros de los pesados es relativamente pobre en la
destilación instantánea ya que solo se utiliza una etapa en equilibrio, sin embargo en la
industria petroquímica suele utilizarse con frecuencia, como una forma sencilla y barata de
eliminación de los componentes muy ligeros de los pesados. Este tipo de equipo se utiliza
también en la separación del gas natural asociado con el petróleo, en las operaciones de
evaporación, y en ciertos tipos de secadores.
Equilibrio
La destilación se lleva a cabo proporcionando energía a una mezcla de varios líquidos,
de los que se evaporan más rápidamente aquellos que tengan la presión de vapor más alta. A
los vapores salientes de los equipos se les deberá eliminar el calor latente de evaporación
para pasarlos a la fase liquida, la que tendrá una mayor proporción de líquidos con la presión
de vapor más alta que la que tendría el líquido original. Para lograr la destilación se deberá
proporcionar calor a la mezcla líquida, llevar ésta a la temperatura de ebullición y además
proporcionar el calor latente para que pasen al estado gaseoso. La temperatura de ebullición
de las disoluciones liquidas ideales se alcanzará cuando la suma de las presiones parciales
iguale a la presión total de operación.

- - 7 - -
Para una mezcla binaria
( 1 )
en donde:
PT = Presión total de operación
A
x
~
= fracción mol del componente A
A
P = Presión de vapor del componente A
La temperatura de ebullición se obtiene por tanteos, seleccionando una temperatura,
obteniendo la presión de vapor de los componentes puros y verificando que la suma de
presiones parciales sea igual a la total.
La temperatura de ebullición de una disolución recibe el nombre de temperatura de
burbuja.
Una disolución liquida estará en equilibrio con sus vapores cuando las presiones
parciales de sus componentes en fase líquida y vapor sean iguales.
( 2 )
Usando las leyes de Raoult y Dalton tendremos.
( 3 )
donde:
A
y
~
= fracción mol de A en la fase gaseosa.
A
x
~
= fracción mol de A en la fase liquida.
B
B
A
A
T x
P
x
P
P ~
~ 



AG
AL P
P ~
~ 
A
T
A
A y
P
x
P ~
~ 


- - 8 - -
El punto de rocío es aquella temperatura a la cual se formará la primera gota de
líquido si partimos de un vapor.
( 4 )
Ese punto se obtiene por tanteos. La primera gota formada tendrá la composición dada
por:
( 5 )
Para aquellas mezclas en las que no se puede suponer la idealidad, o para el cálculo de
mezclas multicomponentes, se suele usar el llamado coeficiente de distribución definido por
( 6 )
Los valores de K para algún compuesto en particular son función de la temperatura, la
presión y la composición de la mezcla.
El cálculo de K es complicado y tedioso por lo que suele utilizarse cada vez más el
uso de computadoras para evaluarla.
= presión de vapor del liquido A
= presión total (presión de operación)
De la ecuación anterior
( 7 )
  


n n
i
T
i
i
P
P
y
x
1 1
~
1
~


i
T
i
i
P
P
y
x
~
~
i
i
i
x
y
K ~
~

A
P
T
P
T
A
A
A
P
x
P
y
~
~ 

- - 9 - -
Ahora bien, en la fase gaseosa
( 8 )
La ecuación anterior puede utilizarse también para obtener la temperatura de burbuja
de una mezcla o la temperatura de ebullición. Para obtenerlo se supone una temperatura; esa
temperatura se obtiene la presión de vapor de los componentes y se hace la suma indicada en
la ecuación anterior, si es igual a e


1 , (en donde e es el error permisible), la temperatura
hallada será la de burbuja, Si no se continúan los tanteos. La composición de la primera
burbuja estará dada por:
( 9 )
Si no se requiere de gran precisión en los cálculos pueden utilizarse ecuaciones
simplificadas o gráficas tales como las que pueden encontrarse en casi todos los libros de
termodinámica y de destilación.
El punto de rocío usando los coeficientes K, estará dado por
( 10 )
y el de burbuja:
( 11 )
 



n n
T
i
i
i
P
P
x
y
1 1
~
1
~
T
i
i
i
P
P
x
y


~
~



n
i i
i
K
y
1
1
~



n
i
i
i x
K
1
1
~

- - 10 - -
Ejemplo 1.-
La presión de vapor del benceno y del tolueno están dadas por
en donde:

P = presión de vapor en mmHg


,
,B
A constantes de Antoine
C
T 

A B 
Benceno 7.42912 1628.32 279.56
Tolueno 6.95334 1343.943 219.38
A partir de estos datos, determine el punto normal de ebullición del
tolueno y benceno puros. ¿Cuál será el punto normal de ebullición o punto de
burbuja de una mezcla formada por 40 % en mol de benceno y 60 % en mol de
tolueno ?
1.- Traducción
P = 760 mmHg ?
?
?



e
mezcla
e
t
e
b
t
t
t
4
.
0
~
6
.
0
~


b
t
x
x
)
(
log10
T
B
A
P






- - 11 - -
2.- Planteamiento
2.1.- Puntos de ebullición
Usando las ecuaciones de Antoine con
o
T
P = 760 mmHg
2.2.-Punto de ebullición de la mezcla Por ley de Raoult
To
o
To
B
o
B
T x
P
x
P
P ~
~ 

La temperatura de ebullición deberá estar entre la de los dos compuesto
puros
3.- Cálculos
3.1.- Temperatura de ebullición
del Tolueno:  
T



38
.
219
943
.
1343
95334
.
6
760
log10
C
T 
 6
.
110
del Benceno:
C
T 
 44
.
78
3.2.- Temperatura de ebullición de la mezcla
Tanteo a 900
C To
P = 406.7
o
B
P = 1054.42
PT = 406.7(0.6) + 1054.42 (0.4) = 665.78
Tanteo a 950
CPT = 476.91(0.6) + 1207.34(0.4) = 769
4.-Resultado
La temperatura de ebullición normal del tolueno es de ll0.60
C y la
del benceno 78.440
C.
La temperatura de ebullición normal de una mezcla de 60% de
tolueno y 40 % de benceno es de alrededor de 950
C
 
T



56
.
279
32
.
1628
42912
.
7
760
log10

- - 12 - -
Ejemplo 2.-
Calcule el punto de rocío y el de burbuja a 13.6 atm para una mezcla
multicomponente que contiene 8% de etano, 22% de propano, 53% de butano
normal y 17% de pentano normal en mol. Use el diagrama de De Priester del
apéndice.
1.-Traducción.
?
?
6
.
13



R
B
T
T
atm
P
2.- Planteamiento.
2.1.- Temperatura de burbuja.
x
y
K
~
~

;   1
~
i
i x
K
2.2.- Temperatura de rocío.
  1
~
i
i
K
y
17
.
0
~
53
.
0
~
22
.
0
~
08
.
0
~
6
4
3
2




nc
nc
c
C
z
z
z
z

- - 13 - -
3.- Cálculos
3.1.- Temperatura de burbuja
Componente z T = 38 º
C T = 66 º
C T = 650
C
C2
C3
n-C4
n-C5 .

0.08
0.22
0.53
0.17
K z
K~ K z
K~ K z
K~
2.7
0.94
0.33
0.11
0.216
0.208
0.180
0.019
0.623
3.92
1.52
0.60
0.04
0.314
0.334
0.321
0.041
1.010
3.91
1.5
0.59
0.23
0.313
0.33
0.317
0.04
1.00
Temperatura de rocío
Componente Z T = 93°C T = 96°C
K K
z /
~ K K
z /
~
C2 0.08 5.5 0.015 5.6 0.014
C3 0.22 2.16 0.102 2.24 0.098
n-C4 0.53 0.96 0.552 1.01 0.525
n-C5 0.17 0.45 0.378 0.47 0.362
 1.047 0.999
4.- Resultados.
La temperatura de burbuja es de 650
C
La temperatura de rocío es de 960
C

- - 14 - -
Una ecuación simple que relaciona a K con la presión y temperatura es la
siguiente (M.L. Mc Williams, Chem. Eng. Octubre 29, 1973)
)
(
)
(ln
)
(ln 5
3
5
2
4 p
ap
P
ap
P
ap 

 ( 12 )
en donde p es la presión en psia y T es la temperatura en 0
R. Los valores de los
coeficientes se encuentran en el apéndice.
Ejemplo 3.-
Encontrar la K del propano a 2100
F y 120 psia usando la ecuación de Mc
Williams y la gráfica del apéndice;
T = 6700
R
0
0
90224
.
6
0
76984
.
0
5
4
3
2
1






ap
ap
ap
ap
ap


















120
1
90224
.
6
)
120
)(ln
76984
.
0
(
15059
.
7
670
1
5625
.
970688
)
ln( 2
K
8969
.
3
36019
.
1
)
ln(


K
K
  





































p
ap
p
ap
P
ap
a
T
a
T
a
T
a
T
a
T
a
K T
T
T
T
T
T
1
1
)
(ln
ln
1
1
)
ln( 3
2
2
1
6
2
5
4
3
2
2
1
15059
.
7
0
0
0
0
5625
.
970688
6
5
4
3
2
1







aT
aT
aT
aT
aT
aT

- - 15 - -
Propano
K del apéndice
4.-Resultado
El valor de K es de 3.8969 utilizando la ecuación de Mc Williams y de 3.8
utilizando el apéndice.
8
.
3

K
atm
P 16
.
8

C
T 
 8
.
98

- - 16 - -
PROBLEMAS PROPUESTOS
Problema 1.
Para el etilbenceno se tienen los datos de presión de vapor siguientes
P° mmHg T°C
78.6 60
113 70
¿Cuál seria la presión de vapor a 80°C si se usa el método de Antoine?
Resultado
La presión de vapor es de 160.1 mmHg.
Problema 2.
¿Cuál será la temperatura de ebullición de una solución compuesta por 30% en mol
de tolueno, 30% en mol de agua y 40% de etilbenceno? Si el liquido esta sujeto a una presión
de trabajo de 0.5 atm, ¿Cuál será la composición de la primera burbuja? La mezcla de
etilbenceno y tolueno sigue la ley de Raoult y son inmiscibles en agua.
Temperatura Presión de Vapor en mmHg
°C etilbenceno tolueno agua
60 78.6 139.5 149.4
70 113 202.4 233.7
80 160 289.4 355.1
90 223.1 404.6 525.8
100 307 557.2 760
Resultado
El liquido hervirá a 70°C. La composición de la primera burbuja será de 16.77 % de
etilbenceno, 22.53 % de tolueno y 60.71 % de agua.

- - 17 - -
Problema 3.
Calcule el punto de roció de una mezcla gaseosa que contiene 20 % de benceno, 30 %
de tolueno y 30 % de orto xileno a 1 atm.
Resultado.
La temperatura de roció estará alrededor de 128°C.
Problema 4.
Calcule el punto de burbuja y de rocío para una mezcla compuesta por 15 % en
mol de etano, 25 % de propano, 30 % de butano y 30 % de pentano a una presión de 175 psia.
Resultado.
Punto de burbuja 45°C. punto de rocío 94°C.
Problema 5.
Una solución de hidrocarburos a una presión total de 350 kN/m2
tiene el siguiente
análisis n-C3H8 = 5.0 %, n-C4H10 = 30.0 %, n-C5H12 = 40.0 %, n-C6H14 = 25.0 % en mol.
Calcular los puntos de burbuja y de rocío. calcule los valores de K utilizando la ecuación de
Mc Williams y utilizando la grafica del apéndice.
Resultado.
Punto de burbuja 56.8°C punto de rocío 84.0°C

- - 18 - -
Diagramas de equilibrio para mezclas binarias.
A partir de las leyes de Raoult y Dalton y usando las presiones de vapor, se pueden
construir los diagramas de equilibrio vapor-liquido
Línea de rocío
y
~
T
Línea de burbuja
x
~ y
x ~
,
~
Punto de rocío
H
~
Punto de burbuja
y
x ~
,
~
Los diagramas anteriores se pueden utilizar para el cálculo de problemas de
destilación flash (instantánea) de mezclas binarias.

- - 19 - -
Ejemplo 4.-
Calcular y graficar el diagrama temperatura-concentración a presión
constante para una mezcla de n-heptano, n-octano, suponiendo que forman una
solución ideal. Los puntos de ebullición a 1 atm son para el n-heptano 98.40
C y
para el n-octano 125.60
C. Las presiones de vapor de esos componentes en función
de la temperatura están en la tabla siguiente:
T°C P0
n-hep (mmHg) P0
n-oct (mmHg)
98.4 760 333
105.0 940 417
110.0 1050 484
115.0 1200 561
120.0 1350 650
125.6 1540 760
1.- Planteamiento
1.1.- Discusión
Al conocerse la presión total y las presiones de vapor a diferentes
temperaturas pueden construirse los diagramas de y
vs
x ~
_
_
~
y
y
x
vs
T ~
~
_
_
1.2.- Composición del líquido
hep
n
hep
n
oct
n
oct
n
T x
P
x
P
P 


 


 ~
~
)
/(
)
(
~
~
)
~
1
(
1
~
~
oct
n
hep
n
oct
n
T
hep
n
hep
n
hep
n
hep
n
oct
n
T
hep
n
oct
n
P
P
P
P
x
x
P
x
P
P
x
x
























- - 20 - -
1.3.- Cálculos de la composición en el vapor
T
hep
n
o
hep
n
hep
n
P
x
P
y


 
~
~
2.- Cálculos.
Debido a que los cálculos son repetitivos se efectuará un solo cálculo para
105°C y los demás datos se tabularán.
2.1.- Cálculo de la composición del líquido a 1050
C
655
.
0
)
417
940
(
)
417
760
(
~ 



hep
n
x
2.2.- Cálculo de la composición del vapor a 1050
C
3.- Resultados
Datos
T°C hep
n
x 


 hep
n
y 
~
98.4 1 1
105.0 0.655 0.810
110.0 0.487 0.672
115.0 0.311 0.491
120.0 0.157 0.278
125.6 0.000 0.000
810
.
0
760
)
655
.
0
(
940
~ 

hep
n
y

- - 21 - -
T vs. x ,y
80
90
100
110
120
130
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
x (hep), y (hep)
T(
C)
x
y
y vs. x
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
x (hep)
y
(hep)

- - 22 - -
BALANCES DE MATERIA Y ENERGIA EN LA DESTILACION INSTANTANEA DE
MEZCLAS BINARIAS
Supongamos que se cuenta con un equipo de destilación flash tal como el que se
muestra en la figura siguiente:
Los balances que se pueden efectuar son los siguientes:
Balance total.
( 13 )
en donde:

1
~
M Kg. mol de mezcla inicial.
Kg. mol de vapores destilados.
Kg. mol de líquidos destilados.
4
3
1
~
~
~ L
G
M 


3
~
G

4
~
L
T
2
1
3
P
4
N
1
1
1
~
~
~
H
z
M
3
3
3
~
,
~
,
~ H
y
G
4
4
4
~
,
~
,
~ H
x
L

- - 23 - -
Balance parcial del componente más volátil
4
4
3
3
1
1
~
~
~
~
~
~ x
L
y
G
z
M 
 ( 14 )

1
~
z fracción mol del componente más volátil en la alimentación

3
~
y fracción mol del componente más volátil en la corriente 3

4
~
x fracción mol del componente más volátil en la corriente de líquidos destilados 4
Balance de energía
4
4
3
3
1
1 H
~
L
~
H
~
G
~
Q
H
M
~ 


1
H
~
entalpía de la alimentación Kcal./kgmol
Q calor adicionado o quitado
3
H
~
entalpía de la corriente gaseosa 3
4
H
~
entalpía de la corriente líquida 4
A partir de la ecuación (14)
3
4
4
3
1
1
3
G
~
x
~
L
~
G
~
z
~
M
~
y
~ 

( 16 )

- - 24 - -
La ecuación anterior corresponde a la de una recta, la que recibe el nombre de línea de
operación. Para una mezcla binaria esta recta se puede trazar en coordenadas cartesianas y
encontrar sus intersecciones con la línea de equilibrio tal y como puede verse en la figura
siguiente
Línea de equilibrio
3
4
G
~
L
~

y
~
Línea de operación
La intersección de la línea de operación con la línea de equilibrio da las
concentraciones del vapor 3
y
~
y del líquido 4
x
~
salientes del tanque de separación.
La línea de operación tiene pendiente 3
4
G
~
L
~

y pasa por el punto de alimentación 1
z
~
.
3
~
y
4
~
x
x
~
1
~
z

- - 25 - -

- - 26 - -
Ejemplo 5.-
Una mezcla líquida de heptano-octano que contiene 35% mol de heptano se
somete a una destilación instantánea a la presión atmosférica y a una
temperatura constante hasta que el 40% del líquido inicial pasa a la fase vapor.
Determínese:
a) la temperatura de operación
b) la composición del líquido residual y del vapor separado
1.- Traducción
2.- Planteamiento
2.1.- DiscusiónLas composiciones del líquido residual y la del vapor destila do
estarán en equilibrio y a la temperatura correspondiente a ese equilibrio. Como
se desconocen las temperaturas de operación y las concentraciones en el
equilibrio y sólo se conoce la relación LR/GD , se buscará la solución mediante
métodos gráficos.
A
D
R
?
~
?
40
~



h
D
y
t
moles
G
?
~
?
60
~



h
R
x
t
moles
L
65
.
0
~
35
.
0
~
100
~



D
h
A
x
x
moles
M

- - 27 - -
2.2.- Concentración del destilado y del residuo.
R
D
A L
~
G
~
M
~ 
 Balance total
R
R
D
D
A
A x
~
L
~
y
~
G
~
x
~
M
~ 
 Balance parcial
D
A
A
D
R
R
D
G
~
x
~
M
~
G
~
x
~
L
~
y
~ 


3-Cálculos.
3.1.-Concentraciones del destilado y del residuo
A
M
~
= 100 moles
D
R
G
~
L
~
= 60/40 = 1.5
D
G
~
= 40 moles
En un diagrama de equilibrio la ecuación de la línea de equilibrio
representa una línea recta con pendiente , que pasa por los puntos A
x
~
y corta a
la curva de equilibrio en R
D x
y ~
,
~
.Del ejemplo anterior se tiene el diagrama de
equilibrio.
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
h
x
~
h
y
~
D
y
~
R
x
~

- - 28 - -
Del diagrama h
x
~
= 0.284 D
y
~
= 0.45
Con los valores anteriores se interpolan los datos de T vs. xy
T = 1160
C
4.- Resultados
Temperatura de operación 1160
C
Composición del líquido 0.284; composición del vapor 0.45.
Ejemplo 6.-
A 1000 kgmol/h de una mezcla cuya composición es de 70% mol de
Benceno y 30% mol de Tolueno, se le somete a una destilación instantánea con
objeto de vaporizar el 50% de los moles entrantes.
Si la temperatura de entrada de la mezcla al proceso es de 600
C, ¿Cuál
será el calor requerido para obtener la vaporización deseada?; si el proceso es
adiabático, ¿A qué temperatura debería meterse la alimentación para lograr la
separación?
Datos de equilibrio
T ºC benceno
x
~
benceno
y
~
80 1 1
84 0.823 0.922
88 0.659 0.830
92 0.509 0.720
96 0.376 0.596
100 0.256 0.453
104 0.155 0.304
108 0.058 0.128
110.4 0.0 0.0

- - 29 - -
1.- Traducción.
2.- Planteamiento
2.1.- Balances
Total
4
3
1
~
~
~ L
G
M 

Parcial
4
4
3
3
1
1
~
~
~
~
~
~ x
L
y
G
z
M 

Energía
4
4
3
3
1
1
~
~
~
~
~
~ H
L
H
G
Q
H
M 


T
2
1
3
P
4
N
3
.
0
~
7
.
0
~
1000
~
1



T
B
z
z
h
kgmol
M
h
kgmol
G 500
~
3 
h
kgmol
L 500
~
4 

- - 30 - -
3
4
4
3
1
1
3 ~
~
~
~
~
~
~
G
L
x
G
M
z
y 

2.2.- Entalpías
Entalpía de líquido
   
O
O
L t
T
p
C
x
t
T
p
C
x
H 


 2
2
1
1
~
~
~
~
~
Entalpía de vapores
    2
2
2
2
1
1
1
1
~
~
~
~
~
~
~
~
~ 
 y
to
te
p
C
y
y
to
te
p
C
y
HG 





3.- Cálculos
3.1.- Balances
1000 = 4
3
~
~ L
G 
1000(0.7) = 4
4
3
3
~
~
~
~ x
L
y
G 
1
~
~
3
4

G
L
por lo tanto la línea de operación es
   
4
3
4
3
~
4
.
1
~
1
~
500
1000
7
.
0
~
x
y
x
y





- - 31 - -
Esta línea se puede trazar sobre el diagrama de equilibrio y así obtener el
valor de
De la gráfica
4
~
x = 0.608 4
3
~
y =0.792
Con esos puntos, si se interpola en los datos de equilibrio la temperatura
de salida del tanque será de T = 89.40
C
3.2.- Entalpía de la mezcla a 600
C
A partir de los libros de fisicoquímica
CpB = 0.458 kcal/kg0
C
B
p
C
~
= 0.458(78) = 35.72 kcal/kgmol0
C
CpTOL= 0.445 kcal/kg 0
C
4
3
~
,
~ x
y
y vs. x
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
x
y

- - 32 - -
TOL
p
C
~
= 0.445(92) = 40.94 kcal/kgmol0
C
1
~
H = 35.72(0.7)(60-0) + 40.94(0.3)(60-0)
= 1500.40 + 736.92 = 2237 .32 kcal/kgmol
3.3 - Entalpía del líquido destilado
T = 89.40
C
CpB = 0.47 kcal/kg0
C
CpTol = 0.46 Kcal./kg0
C

4
~
H 0.47(78)(0.608)(89.4) + 0.46(92)(0.392)(89.4) = 3475.75
Kcal./kgmol
3.4 Entalpía del vapor destilado.
T = 89.4
792
.
0
~ 
B
y
CpB = 0.47 Cptol = 0.46
kgmol
kcal
kgmol
kcal
tol
B
3
.
8227
~
71
.
7230
~





3
~
H 0.47(78)(0.792)(89.4-0) + 7230.71(0.792) + 0.46(92)(0.208)(89.4) +
8227.3(0.208) = 10820.61 kgmol
kcal
3.5 Balance de energía
1000 (2237.32) + Q = 500 ( 3475.75) + 500(10820.61)
Q = 4910860 Kcal./h

- - 33 - -
3.6- Temperatura de la alimentación si Q = O
1000 ( 1
~
H ) = 500(3475.75) + 500 (10820.61)
kgmol
kcal
H 7148
~
1 
Si la alimentaci6n estuviera en forma liquida
C
kgmol
kcal
p
C
C
kgmol
kcal
p
C
o
t
o
B
51
~
39
~



H
~
7148 =0.7(39)(T-0) + 0.3(51)(T-0)
T = 167.79 C
Para que la alimentación estuviera en forma líquida a esa temperatura
debería estar alta presión.
4. Resultados.
Para lograr la vaporización requerida se deben adicionar 4,910,860 Kcal./h.
Si la alimentación estuviera en forma líquida se debería introducir a 168 °C.

- - 34 - -
PROBLEMAS PROPUESTOS.
Problema 6.
Las soluciones de metanol y etanol son básicamente ideales.
a) Calcule los equilibrios vapor-liquido para este sistema a 1 y 4 atm de presión y
graficar los diagramas x vs. y y T vs. x y a cada presión.
Problema 7.
Una solución tiene la siguiente composición, expresada como fracción mol: etano,
0.75, propano 0.25, la presión es 760 mmHg. Utilice los coeficientes K de la grafica de
Depriester.
a) Calcule el punto de burbuja.
b) Calcule el punto de rocío.
c) La solución se va a evaporar instantáneamente con el fin de evaporar 40 % en mol
de la alimentación. Calcular la composición del producto si la temperatura de entrada de la
mezcla al proceso es de 100
C por debajo de la temperatura de ebullición del componente mas
volátil. ¿Cuál será el calor requerido para obtener la vaporización deseada?; si el proceso es
adiabático, ¿A qué temperatura debería meterse la alimentación para lograr la separación?.
Problema 8.
Una mezcla liquida que contiene 60 % en mol de acetona, 40 % en mol de agua, a
26.7°C, se va a evaporar instantáneamente y continuamente a 1 atm de presión, para evaporar
30 % en mol de alimentación.
a) ¿Cuál será la composición del producto y la temperatura en el separador, si se
establece el equilibrio.
b) ¿Cuánto calor, kJ/kmol de alimentación, se requiere?.
Respuesta.
13590 kJ/kmol.

- - 35 - -
Problema 9.
los datos vapor-liquido en el equilibrio a 1 atm, los calores de solución, las
capacidades caloríficas y los calores latentes de evaporación para el sistema acetona-agua
son:
x fracción mol
de acetona en el
liquido.
Calor int, de sol.
a 15°C, kJ/kmol
sol.
y*
fracción mol
en equil. de
acetona en
vapor.
temperatura
vapor-liquido
°C
Capac. calor. a
17.2°C,
kJ/kg sol. °C
0.001 0 0.00 100.0 4.187
0.01 0.253 91.7 4.179
0.02 -188.4 0.425 86.6 4.162
0.05 -447.3 0.624 75.7 4.124
0.10 -668.7 0.755 66.6 4.020
0.15 -770 0.798 63.4 3.894
0.20 -786 0.815 62.2 3.810
0.30 -719 0.830 61.0 3.559
0.40 -509 0.839 60.4 3.350
0.50 -350.1 0.849 60.0 3.140
0.60 -252.6 0.859 59.5 2.931
0.70 0.874 58.9 2.763
0.80 0.898 58.2 2.554
0.90 0.935 57.5 2.387
0.95 0.963 57.0 2.303
1.00 1.00 56.5
T °C 20 37.8 65.6 93.3 100
Capac. calor.
acetona
kJ/kg °C
2.22 2.26 2.34 2.43
Calor lat. de
evap., kJ/kg
1013 976 917 863 850
Calcule las entalpías de los líquidos y vapores saturados con relación a acetona y agua
a 15°C y grafique el diagrama de entalpía-concentración, 1 atm.

- - 36 - -
DESTILACIÓN INSTANTÁNEA DE MEZCLAS MULTICOMPONENTES.
Es la destilación flash o instantánea de multicomponentes. Se pueden efectuar los
siguientes balances:
Q
T
2
A
D
P
R
N
A
A
A
H
z
M
~
~
~
D
D
D H
y
G ~
,
~
,
~
R
R
R H
x
L ~
,
~
,
~

- - 37 - -
Balance total.
( 17 )
Balance parcial del componente i
( 18 )
En el equilibrio
( 19 )
( 20 )
( 21 )
( 22 )
e = aproximación requerida
La ecuación anterior se debe resolver por tanteos, pero una precaución útil antes de
comenzar los calcu1os es verificar la existencia de las dos fases requeridas para el flash. Esto
se logra mediante las ecuaciones siguientes:
Si   A
i
A
A
i M
z
M
K ~
~
~
si está arriba del punto de burbuja ( 23 )
Si se esta por debajo del punto de rocío ( 24 )
Las ecuaciones de la destilaci6n instantánea requieren en muchos casos de: a) la
suposici6n de una presi6n de trabajo, b) la suposici6n de una separaci6n, c) la suposición de
una temperatura de trabajo.
e
x
K
L
G
L
z
M
L
G
K
z
M
x
x
L
G
x
K
z
M
x
K
y
i
R
R
D
R
i
A
A
R
D
i
A
A
R
i
R
R
D
i
R
i
i
A
A
R
D

















 1
~
1
~
~
~
~
~
~
~
~
~
~
~
~
~
~
~
~
~
~
A
i
i
A
A M
K
z
M ~
~
~


R
D
A L
G
M ~
~
~ 

i
R
R
i
D
D
i
A
A x
L
y
G
z
M ~
~
~
~
~
~ 


- - 38 - -
Ejemplo 7. -
Calcule la separación producida cuando una mezcla, con 5% de propano,
15% de isobutano, 25% de n-butano, 20% de isopentano y 35% de n-pentano se
someten a una destilación instantánea a 120°C y 8.0 atm.
1.- Traducción.
2.- Planteamiento.
2.1- Discusión.
En una destilación multicomponente se deben utilizar los coeficientes K,
en este caso se utilizarán los obtenidos a partir de la gráfica del apéndice
2.2.- Balance.
i
R
R
i
D
D
i
A
A
R
D
A
x
L
y
G
z
M
L
G
M
~
~
~
~
~
~
~
~
~




3. - Cálculos.
3.1 .- Cálculos de las K
A
D
R
C
T
atm
P
º
120
8


35
.
0
~
2
.
0
~
25
.
0
~
15
.
0
~
05
.
0
~
~
5
5
4
4
3





nC
A
iC
A
nC
A
iC
A
C
A
A
z
z
z
z
z
M

- - 39 - -
Del apéndice
C3 K = 5.5
iC4 K = 2.6
nC4 K = 2.1
iC5 K = 1.2
nC5 K = 1.7
3.2 .- Punto de rocío y punto de burbuja.








815
.
1
)
1
.
1
(
35
.
0
)
2
.
1
(
2
.
0
)
1
.
2
(
25
.
0
)
6
.
2
(
15
.
0
)
5
.
5
(
05
.
0
Kz
Kz
La mezcla está arriba del punto de burbuja.
 




 67
.
0
1
.
1
35
.
0
2
.
1
2
.
0
1
.
2
25
.
0
6
.
2
15
.
0
5
.
5
05
.
0
K
z
La mezcla está arriba del punto de rocío.,
4. – Resultado.
No puede efectuarse una destilación instantánea a esas condiciones, pues
la mezcla está toda en forma de vapor.
Ejemplo 8. -
A un tanque de destilación instantánea se alimenta una disolución con la
siguiente composición en mol: etano, 8%; propano, 22%, n-butano, 53%; n-
pentano, 17%. Si la disolución entra a 13.6 atm y 820
C ¿Cuál es la cantidad de
vapores que puede esperarse y cuál será su composición, si se alimentan 100
kgmol/h?

- - 40 - -
1.- Traducción.
2.- Planteamiento.
2.1.- Discusión.
Este es un caso de destilación instantánea de multicomponentes. En este
problema, la presión y la temperatura de operación están especificadas, por lo
que sólo queda averiguar la relación de D
R
G
L
~
~
. Para resolver esto se deben usar
los coeficientes de distribución K a las condiciones de P y T dadas. Estos
coeficientes pueden obtenerse del apéndice.
2.2.- Balances.
Para 1 Kgmol
o en forma simplificada
A
D
R
i
R
R
i
D
D
i
A x
L
y
G
z ~
~
~
~
~ 

17
.
0
~
53
.
0
~
22
.
0
~
08
.
0
~
100
~
5
4
3
2





nC
A
nC
A
C
A
C
A
A
z
z
z
z
h
Kgmol
M
atm
P
C
T
6
.
13
º
82


R
D
A L
G
M ~
~ 




i
R
R
i
D
D
i
A
A x
L
y
G
z
M ~
~
~
~
~
~ 

i
i
i x
L
y
G
z ~
~
~
~
~ 


- - 41 - -
y como i
i
i
K
y
x
~
~ 
i
i
i
i
K
y
L
y
G
z
~
~
~
~
~ 

Resolviendo para y multiplicando ambos lados por G
~
i
i
i
i G
K
G
L
z
G
y ~
~
~
1
~
~
~ 










como
G
Gi
~
~















n
i
i
i
K
G
L
z
G
1
~
~
1
~
~
y la concentración de la fase gaseosa se calcula por




















i
i
i
i
i
K
G
L
z
K
G
L
z
y
~
~
1
~
~
~
1
~
~
la cantidad de líquido por kgmol de alimentación es
G
L ~
1
~ 

L
y
G
z
x i
i
i ~
~
~
~
~ 

 1
~
i
y
i
y
~

- - 42 - -
3.- Cálculos
3.1- Constantes de equilibrio a 13.6 atm y 82 °C
K = 4.78 para el C2
K = 1.87 para el C3
K = 0.805 para el n-C4
K = 0.35 para el n-C5
3.2.- Verificación del flash.
 



 27995
.
1
0595
.
0
42665
.
0
4114
.
0
3824
.
0
Kz
 



 2784
.
1
4857142
.
0
658385
.
0
117647
.
0
0167364
.
0
K
z
3.3.- Primera suposición.
001
.
0
~
~


 G
Gi
; Si T 5
.
0
~

G ;
1
~
~

G
L
i
z
~
K
i
K
G
L
~
~
1









i
i
K
G
L
z
~
~
1
~
C2 0.08 4.78 1.209 0.0665
C3 0.22 1.87 1.535 0.1432
n-C4 0.53 0.805 2.242 0.2365
n-C5 0.17 0.35 3.86 0.044
1.00 0.492
G
~
esperado = 0.5 + 0.001 = 0.501 o 0.499
3.4.- Segunda suposición.
4
.
0
~

G
5
.
1
~
~

G
L

- - 43 - -
i
z
~
K
i
K
G
L
~
~
1









i
i
K
G
L
z
~
~
1
~
C2 0.08 4.78 1.314 0.0609
C3 0.22 1.87 1.801 0.1221
n-C4 0.53 0.805 2.863 0.1851
n-C5 0.17 0.35 5.29 0.0321
1.00 0.4002
G esperado = 0.4  0.001 = 0.401 o 0.399
por lo tanto el valor de 0.4002 es aceptable.
3.5- Composición de los vapores.
2
~C
y = 0.0609/0.4002 = 0.152
3
~C
y = 0.122/0.4002 = 0.304
4
~ C
n
y 
= 0.1851/0.4002 = 0.462
5
~ C
n
y 
= 0.0322/0.4002 = 0.0804
4.- Resultados.
Se producirán 40 kgmol de vapores por cada 100 kgmol alimentados. La
composición de los vapores, expresada en porcentajes, será: 15.2 de etano, 30.5
de propano, 46.2 de butano y 8.04 de pentano.
Ejemplo 9.-
Una mezcla formada por 80 kgmol/h de etano, 50 kgmol/h de propano y
225 kgmol/h de isobutano se encuentra a 13.6 atm y 42°C. ¿Cual será la cantidad
de vapor formado si se somete la mezcla a una destilación instantánea?

- - 44 - -
1.- Traducción.
2.0.- Planteamiento.
2.1- Balances.












n
i
i
i
A
K
G
L
z
G
1
~
~
1
~
~
3.- Cálculos.
3.1.- Constantes de equilibrio.
1
.
1
3 
C
K 5
.
0
4 
iC
K
3.2- Tanteos suponiendo 1 mol de alimentación.
Primer tanteo G = 0.5 L/G = 1
A
G
L
305
2 
C
K
h
kgmol
z
M
h
kgmol
z
M
h
kgmol
z
M
iC
A
A
C
A
A
C
A
A
/
225
~
~
/
50
~
~
/
80
~
~
4
3
2



C
T
atm
P
A
A



42
6
.
13
~
L
G
M A
~
~
~ 


- - 45 - -
K
G
L
~
~
1
K
G
L
z
~
~
1
~

Componente A
z
~ K
C2 0.225 3.05 1.3278 0.1694
C3 0.141 1.1 1.9090 0.0738
iC4 0.634 0.5 3.000 0.2113
0.4545
Convergencia G
~
de suma = G supuesta + 0.001
= 0.4545 ~ 0.5
Segundo tanteo

G
~
0.3
333
.
2
~
~

G
L
3
.
0
2840
.
0
~ 

G
Tercer tanteo
2
.
0
~

G
4
.
0
~
~

G
L
Componente A
z
~ K
K
G
L
~
~
1
G
~
C2 0.225 3.05 1.7649 0.1274
C3 0.141 1.1 3.1211 0.0451
i-C4 0.634 0.5 5.666 0.1118
0.2843

- - 46 - -
Componente A
z
~ K
K
G
L
~
~
1
G
~
C2 0.225 3.05 2.311 0.09736
C3 0.141 1.1 4.636 0.03041
i-C4 0.634 0.5 9 0.07044
0.1982
3.3.- Vapores generados.
4.- Resultado.
Se formarán 71 kgmol/h de vapores.
Ejemplo 10.-
Una corriente de hidrocarburos de 5000 kgmol/h tiene la siguiente
composición en porcentaje en mol: 2%, metano; 8%, etano; 25%, propano; 5%,
isobutano, 30%, n-butano, 30%, n-pentano. Esta corriente se somete a
destilación instantánea con el fin de recuperar el 50% en mol del n-butano de la
alimentación en la corriente de vapor. La destilación se llevará a cabo a 7 atm.
Determine:
1) La temperatura de rocío y de burbuja de la mezcla.
2) La temperatura de operación del tanque de separación.
3) Las composiciones del vapor y del líquido
4) Los gastos del vapor y del líquido en m3
/h y en l/min., respectivamente,
considerando
 = 0.8 Kg./l
h
kgmol
G 71
2
.
0
*
)
225
50
80
(
~





- - 47 - -
1.- Traducción.
h
kgmol
M A /
5000
~ 
2.1.- Discusión.
Para determinar las temperaturas de rocío y de burbuja, se supondrán
valores de temperatura hasta que la suma de las concentraciones sea igual 1  e.
Para calcular la temperatura de operación se supondrán valores de A
V
M
G
~
~
hasta encontrar que
4
~
~
~
C
n
A
V y
M
G 






es igual a 0.15. Para el gasto de vapor se
parte del valor de V
G
~
y se transforma en volumen, para el gasto de líquido se
procederá de manera semejante.
2.2.- Temperatura de burbuja.
i
i
i
i
i z
K
x
K
y ~
~
~ 

A
V
L
3
.
0
~
3
.
0
~
05
.
0
~
25
.
0
~
08
.
0
~
02
.
0
~
5
4
4
3
2
1






nC
A
nC
A
iC
A
C
A
C
A
C
A
z
z
z
z
z
z
5
.
0
~
~
~
4
4

nC
A
A
nC
v
v
z
M
y
G
l
kg
L /
8
.
0






n
i
i
y
1
006
.
0
00
.
1
~

- - 48 - -
2.3.- Temperatura de rocío.
2.4.- Temperatura de operación.
Recuperación.
Suponer T para una dada hasta que
Para cada T se debe cumplir que
2.5.- Gasto de vapor.
2.6.- Gasto de líquido.




n
i
i
x
1
006
.
0
1
~
i
i
i
i
i
K
z
K
y
x
~
~
~ 

5
.
0
~
~
~
~
4
4

nC
A
A
nC
v
v
z
M
y
G
15
.
0
)
3
.
0
(
5
.
0
~
~
~
4



A
C
n
V
M
y
G
A
V
M
G
~
~
003
.
0
15
.
0
~
~
~
4



A
C
n
V
M
y
G
006
.
0
00
.
1
~ 

 i
x
)
1
(
~
~
1
~
~



i
A
V
i
i
K
M
G
z
x
006
.
0
00
.
1
~ 

 i
y
i
i
i x
K
y ~
~ 
V
A
A
V
V
M
M
G
G

~
~
~
~









L
A
A
V PM
M
M
G
L

~
~
~
1 










- - 49 - -
3.0.- Cálculos.
3.1.- Temperaturas de burbuja y de rocío.
Temperatura de burbuja.
Primer tanteo T= 28ºC
Componente i
z
~ i
K i
i
i x
K
y ~
~ 
C1 0.02 26 0.52
C2 0.08 4.4 0.352
C3 0.25 1.6 0.4
i-C4 0.05 0.59 0.0295
n-C4 0.3 0.44 0.132
n-C5 0.3 0.14 0.0.42
 1.4755
Segundo tanteo T=8ºC
Componente i
z
~ i
K i
i
i x
K
y ~
~ 
C1 0.02 20 0.40
C2 0.08 3.1 0.248
C3 0.25 1 0.25
i-C4 0.05 0.33 0.0166
n-C4 0.3 0.24 0.072
n-C5 0.3 0.6 0.0018
 0.9884
Tercer tanteo T=9ºC
Componente i
z
~ i
K i
i
i x
K
y ~
~ 
C1 0.02 20.0 0.41
C2 0.08 3.15 0.252
C3 0.25 1.05 0.2625
i-C4 0.05 0.34 0.017
n-C4 0.3 0.245 0.0735
n-C5 0.3 0.065 0.0195
 1.0245
Luego la temperatura de burbuja debe estar entre 8 y 9 ºC.

- - 50 - -
Temperatura de rocío. T=75ºC.
Componente i
z
~ i
K
i
i
i K
y
x
~
~ 
C1 0.02 38.5 0.0005
C2 0.08 8.5 0.0094
C3 0.25 2.95 0.0847
i-C4 0.05 1.5 0.0333
n-C4 0.3 1.19 0.2521
n-C5 0.3 0.485 0.6185
 0.9985
Primera hipótesis.
5
.
0
~
~

A
V
M
G
a T = 57 ºC
Componente i
K i
x
~
i
i
i x
K
y ~
~ 
C1 3.3 0.0012 0.0396
C2 6.8 0.0250 0.1394
C3 2.28 0.1524 0.3475
i-C4 1.11 0.0474 0.0526
n-C4 0.86 0.3226 0.2774
n-C5 0.32 0.4545 0.1454
 0.9986
1.002
15
.
0
1387
.
0
)
5
.
0
)(
2774
.
0
(
~
~
~ 4



A
nc
V
M
y
G
no coincide
Segunda hipótesis.
55
.
0
~
~

A
V
M
G
a T = 59 ºC

- - 51 - -
Componente i
K i
x
~
i
i
i x
K
y ~
~ 
C1 3.4 0.001 0.034
C2 7 0.0194 0.1155
C3 2.35 0.1476 0.3375
i-C4 1.15 0.0402 0.0531
n-C4 0.90 0.3275 0.2858
n-C5 0.333 0.4764 0.1578
 0.9985
0.9834
15
.
0
1571
.
0
)
55
.
0
)(
2858
.
0
(
~
~
~ 4



A
nc
V
M
y
G
no coincide
La temperatura de operación es T = 58 ºC
3.3.- Gasto de Vapor
RT
P
V 

~
3
2675
.
0
~
m
Kgmol
V 

.
3.4.- Gasto de Líquido
 
min
7
.
2989
25
.
179381
8
.
0
78
.
63
*
5000
55
.
0
1
l
h
l
L 



4.- Resultados.
Temperatura de rocío 75 ºC
Temperatura de burbuja 8 ºC
h
m
M
M
G
G
V
A
A
V
V
3
10281
2675
.
0
5000
)
55
.
0
(
~
~
~
~
~ 











L
A
A
V PM
M
M
G
L

~
~
~
1 










- - 52 - -
Temperatura de Operación 58 ºC
Gasto de Vapor 10281 m3
/h
Gasto de Liquido 2990 l/min.
Entalpías
La entalpía de mezclas de multicomponentes depende de la presión, la temperatura y
también del tipo y concentración de los componentes que forman la mezcla.
Una ecuación que muestra el efecto de todas esas variables es la siguiente ( Natural
Gas Processors Suppliers Association ).
( 25 )
( 26 )
( 27 )
En donde

o
i
H entalpía ideal del componente i, en BTU/lbmol a la temperatura T en ºF
obtenida de la grafica.

i
x
~
fracción mol del componente i en la mezcla.








 
o
c
RT
H
H º
efecto de la presión sobre la entalpía en fluidos simples obtenida a partir
de la grafica.
efecto de la presión en la entalpía en fluidos reales. Obtenida a partir de
la grafica.
( 28 )

i
w factor acéntrico del componente i
 m
o
m H
H
H
H 

 º
 















 








 


1
º
º
º
c
m
o
c
cm
m
RT
H
H
w
RT
H
H
RT
H
H



n
i
o
i
i
o
m H
x
H
1
~

 i
i
m w
x
w ~








 
1
º
c
RT
H
H

- - 53 - -
( 29 )
Tci = temperatura critica del componente i en ºR
( 30 )

ci
P presión crítica del componente i en psia.
R = constante de los gases.
Ejemplo 11.-
¿Cual es la entalpía de la mezcla formada por: 20 % metano; 30 % etano;
50 % propano que esta a 120 ºF y 1000 psia de presión.
1.- Traducción.
2.1.- Entalpía.

 ci
i
cm T
x
T ~
ci
i
cm P
x
P 
 ~
5
.
0
~
3
.
0
~
2
.
0
~
3
2
1



C
C
C
y
y
y
?
º
120
1000



H
F
T
psia
P
 m
o
m H
H
H
H 

 º 


n
i
o
i
i
o
m H
x
H
1
~
 















 








 


1
º
º
º
c
m
o
c
cm
m
RT
H
H
w
RT
H
H
RT
H
H

- - 54 - -
3.0.- Cálculos
3.1.- Tr, Pr, Tcm, Pcm, m
w
Compuesto x
~ w PM o
F
H º
120
~ R
Tc º pisa
Pc
CH4 0.2 0.013 16 4686 344 673
C2H6 0.3 0.105 30 5686 550 710
C3H8 0.5 0.152 44 7142 666 617
52
.
1
656
1000
024
.
1
566
580
11
.
0
656
º
8
.
566







r
r
m
cm
cm
P
T
w
psia
P
R
T
3.2.-
o
m
H
   
lbmol
BTU
H o
m 6214
)
7142
(
5
.
0
5686
3
.
0
4686
2
.
0 



3.3.-
o
c
RT
H
H







 
º
Del apéndice con Tr = 1.024 y Pr = 1.52
3.4.-
1
º







 
c
RT
H
H
Del apéndice con Tr = 1.024 y Pr = 1.52
2
.
3
º
1








 
c
RT
H
H

- - 55 - -
3.5.- Entalpía
  3543
)
2
.
3
(
11
.
0
9
.
2
)
566
(
986
.
1
)
º
( 


 m
H
H
lbmol
BTU
H 2671
3543
6214 


4.- Resultado.
La entalpía de la mezcla es de 2671 BTU/lbmol.
Ejemplo 12.-
¿Cual será la cantidad de calor que se debería quitar a la mezcla anterior
para producir un flash tal que el 50 % de la alimentación pase a la fase gaseosa?
¿Cual será la temperatura de operación y cual la composición de las corriente
salientes del tambor de separación?.
Q
2.1.- Balances.
T
2
A
D
P
R
N
5
.
0
~
3
.
0
~
2
.
0
~
º
120
1000
3
2
1





C
A
C
A
C
A
A
A
z
z
z
F
T
psia
P
?
~
5
.
0
~


D
A
D
T
M
G










1
~
~
~
~
~
~
K
L
G
L
z
M
x
R
D
R
i
A
A
R

- - 56 - -
Si 1
~ 
A
M
Balance de energía.
R
R
D
D
A
A H
L
H
G
Q
H
M ~
~
~
~
~
~ 


3.0.- Cálculos.
3.1.- Verificación del estado de la mezcla.
T = 49 ºC P = 68 atm T = 580 ºC P = 1000 psia
)
(
)
(ln
)
(ln 5
3
5
2
4 P
ap
P
ap
P
ap 


Compuesto
1
T
a 2
T
a 3
T
a 4
T
a 5
T
a 6
T
a 1
P
a 2
P
a 3
P
a 4
P
a 5
P
a
C1 -292860 0 0 0 0 8.2445 -0.8951 59.8465 0 0 0
C2 -687248.25 0 0 0 0 7.90699 -0.886 49.0269 0 0 0
C3 -970688.56 0 0 0 0 7.15059 -0.7698 0 6.90224 0 0
  















 2
2
1
1000
1
8465
.
59
1000
ln
8951
.
0
2445
.
8
580
1
29286
)
ln(K
3489
.
0
774
.
0
28
.
3
3
2
1



K
K
K
06265
.
1
)
5
.
0
(
3489
.
0
)
3
.
0
(
774
.
0
)
2
.
0
(
28
.
3
~
~ 



 i
A
A
i z
M
K
arriba del punto de burbuja.

i
A
i
K
M
z ~
~
8814
.
1
3489
.
0
5
.
0
774
.
0
3
.
0
28
.
3
2
.
0



  





































p
ap
p
ap
P
ap
a
T
a
T
a
T
a
T
a
T
a
K T
T
T
T
T
T
1
1
)
(ln
ln
1
1
)
ln( 3
2
2
1
6
2
5
4
3
2
2
1

- - 57 - -
Esta por debajo del punto de rocío.
La mezcla esta más cerca del punto de burbuja que del de rocío.
1

R
D
L
G
A
D M
G ~
5
.
0

Primer tanteo T = 100 ºC = 672 ºR
K1 = 4.10 K2 = 1.3072 K3 = 0.7285
Componente i
z
~ 0.5K+0.5 i
x
~
C1 0.2 62.55 0.07843
C2 0.3 1.1516 0.2605
C3 0.5 0.86425 0.5785
 0.9174
Segundo tanteo T = 90 ºC = 194 ºF = 654 ºR
Componente i
z
~ K 0.5K+0.5 i
x
~
C1 0.2 3.39 2.46 0.08113
C2 0.3 1.197 1.0985 0.27309
C3 0.5 0.646 0.823 0.60753
 0.96175
Tercer tanteo T = 80 ºC = 17 ºF = 636 ºR
Componente i
z
~ K 0.5K+0.5 i
x
~
C1 0.2 3.809 2.4045 0.08317
C2 0.3 1.091 1.0455 0.286944
C3 0.5 0.5672 0.7836 0.63808
 1.00819
Luego la temperatura será de 80 ºC

- - 58 - -
99175
.
0
Composición de los vapores:
3619189
.
0
63808
.
0
*
5672
.
0
~
31305
.
0
286944
.
0
*
091
.
1
~
316789
.
0
08317
.
0
*
809
.
3
~
3
2
1






C
D
C
D
C
D
y
y
y
3.3.- Cantidad de calor que deberá adicionarse.
Del ejemplo anterior lbmol
BTU
HA 2671
~ 
Entalpía del destilado a 1000 psia y 636 ºR.
y
~ w PM R
Tc º psia
PC lb
BTU
H o
/
C1 0.31679 0.013 16 344 673 325
C2 0.31305 0.105 30 550 710 225
C3 0.361918 0.152 44 666 617 185
lbmol
Btu
H
w
psia
P
R
T
m
m
cm
cm
39
.
6706
~
09199
.
0
71
.
458
º
15
.
522
)
361918
.
0
(
666
)
31305
.
0
(
550
)
31679
.
0
(
344







18
.
2
71
.
458
1000


r
P
85
.
1
º








 
o
c
RT
H
H
5
.
0
º
1








 
c
RT
H
H
  82
.
2394
)
5
.
0
(
09199
.
0
85
.
1
)
636
(
986
.
1
º 


 m
H
H
lbmol
Btu
HD 57
.
4311
82
.
2394
39
.
6706
~ 


218
.
1
15
.
522
636


r
T

- - 59 - -
Entalpía de los fondos a 1000 psia y 636 ºR
x
~ w PM R
Tc º psia
PC lb
BTU
H o
/
C1 0.08317 0.013 16 344 673 325
C2 0.286949 0.105 30 550 710 225
C3 0.63808 0.152 44 666 617 185
lbmol
Btu
H
w
psia
P
R
T
m
m
cm
cm
67
.
7562
~
12819
.
0
39
.
653
º
38
.
611




lbmol
Btu
HL 48
.
3040
~ 
Calor
lbmol
Btu
Q
Q
05
.
4681
57
.
4311
48
.
3040
2671




4.0.- Resultados.
Se requieren adicionar 4311.57 Btu/lbmol
La temperatura de operación es 80 ºC
Composición del vapor destilado Composición del líquido
destilado
361918
.
0
~
31305
.
0
~
31679
.
0
~
3
2
1



C
C
C
y
y
y
04
.
1
38
.
611
636


r
T 53
.
1
39
.
653
1000


r
P
63808
.
0
~
286944
.
0
~
08317
.
0
~
3
2
1



C
C
C
x
x
x

- - 60 - -
Problema 10.
Las mezclas de pentano, hexano y 3 metil-pentil se comportan idealmente, cualquier
que sea su composición, a presión atmosférica. Calcular:
a) La temperatura de burbuja de una mezcla líquida con la siguiente composición: x1
= 0.35; x2 = 0.20; x3 = 0.45.
b) La composición del vapor de equilibrio que corresponde a la mezcla líquida
anterior a la temperatura de burbuja encontrada.
Datos:
Las presiones de vapor de los componentes puros pueden expresarse mediante las
relaciones siguientes:
871
.
45
638
.
1152
97376
.
5
log
634
.
48
53
.
1171
00265
.
6
log
41
63
.
1064
97713
.
5
log
3
2
1












T
P
T
P
T
P
Expresando T en K y P°
i en kN/m2
Problema 11.
Se desea separar tres ácidos orgánicos de elevado punto de ebullición de un producto
que les acompaña y que puede considerarse no volátil, por destilación simple con arrastre de
vapor de agua.
La mezcla inicial contiene 80 moles de ácidos (30 del más volátil y 25 de cada uno de
los otros dos) y 20 del producto no volátil.
La destilación se desarrollará a 373 K y presión total de 26.66 kN/m2
. A dicha
temperatura las presiones de vapor de los ácidos son: 2.67, 1.87, 1.07 kN/m2
.
Calcular los moles de vapor de agua necesarios y los moles de vapor y líquido que
resultan, si la corriente de vapor debe contener al menos 5 por 100 de ácidos.

- - 61 - -
Problema 12.
Repetir el problema 10 considerando que la mezcla líquida es ideal.
Datos
Presiones de vapor de los componentes puros, expresando P°
1 en kN/m2
y T en K:
n Butano: T
P
2690
623
.
14
ln 1 


i Butano: T
P
2615
541
.
14
ln 2 


n Pentano: T
P
3140
797
.
14
ln 3 


Problema 13.
En el sistema del problema 10 calcular:
a) La temperatura de rocío de una mezcla vapor con la siguiente composición: y1 =
0.35, y2 = 0.20, y3 = 0.45.
b) La composición del líquido de equilibrio que corresponde a la mezcla de vapor
anterior a la temperatura de rocío encontrada.

- - 62 - -
TANQUES DE SEPARACION
Como se dijo con anterioridad la función principal del tanque de separación es la
recuperación de las fases gaseosa y liquida que se forma durante un flash. Las dimensiones

- - 63 - -
de estos recipientes se calculan de manera tal que se tenga el tanque menor posible para
disminuir los pesos y costos y que este ocupe el menor espacio posible en la planta.
Los tanques en general se diseñan de manera que la relación de longitud a diámetro
quede lo mas cercana a
3

D
L
.
En general se prefieren los tanques verticales, sobre todo si se requieren mallas de
separación para que se minimice el arrastre. Los tanques horizontales se usan en los casos en
que se requieren grandes inventarios de líquidos.
Los tanques a presión se construyen con tapas semielipsoidales, a bajas presiones se
pueden usar las tapas toriesfericas.
La velocidad de los gases en el espacio de vapor de los tanques se separación se fija
de manera tal que se minimice el arrastre. De acuerdo con Scheiman (A.D. Scheiman.-
Hydrocarbon Processing and Petroleum Refiner.- Oct.- 1963.- Vol. 42), la velocidad maxima
o de arrastre se puede calcular por:
( 31 )
en donde 
L
 densidad del liquido,
3
ft
lb

V
 densidad del gas,
3
ft
lb
para prevenir el arrastre la velocidad de diseño es una fracción de esta.
a
D V
V 75
.
0
 para tanques con malla ( 32 )
a
D V
V 36
.
0
 para tanques sin malla ( 33 )
s
ft
V
V
L
a
V


 
 35
.
0

- - 64 - -
En los tanques verticales la velocidad se calcula en base al área de la sección
transversal interna, en los tanques horizontales en base al área vertical que existe entre la
superficie del líquido y la pared del tanque. Con la velocidad el diámetro del tanque será
igual a:
( 34 )
( 35 )
El volumen ocupado por el líquido en un tanque separador se especifica generalmente
en término de tiempos de retención para el flujo de líquido. El tiempo de retención en tanques
de destilación flash es de alrededor de 15 minutos. Otro de los parámetros a fijarse es el de
nivel máximo y el nivel mínimo de líquido en el tanque, para que este pueda controlarse
satisfactoriamente (NMI), (NMA).
En el apéndice se encuentran los volúmenes de tanques, incluyendo las tapas, los
volúmenes para los tanques horizontales parcialmente llenos se dan en el apéndice 4.
El nivel máximo (NMA) en los tanques horizontales se fija por el área de flujo
requerida por el vapor. Con bajas velocidades de vapor de NMA se fija igual a 3 veces el
diámetro de la tubería de alimentación (3*D1) por debajo de lo alto de tanque.
En tanques verticales NMA no debe ser mayor que un diámetro D1 por debajo de la
tubería de entrada.
La localización de la entrada en relación al domo del tanque se calcula dejando una
distancia entre la parte superior del tanque y la boquilla de entrada igual a un diámetro del
tanque Do. El nivel mínimo de liquido en el tanque NMI deberá ser de 6 pulgadas por arriba
del fondo del tanque o mayor si hay arrastre de gas ya sea con o sin formación de vortice. El
nivel al cual esto sucede puede calcularse por :















s
ft
V
s
ft
G
A
D
3
785
.
0
)
(
A
ft
Do 

- - 65 - -
V
L
L
o
g
V
H
V




 *
2
2
ft ( 36 )
en donde 
H
Vo cabeza de velocidad en la boquilla de descarga.

V velocidad de salida ft/s.
El arrastre ocurre por debajo de las alturas calculadas por
( 37 )
D3 = diámetro de salida.
H = altura mínima, ft.
El vapor puede ser arrastrado por el fondo del tanque por medio de dos mecanismos:
1.- Cuando el nivel del liquido es alto, se puede formar un vortice de manera tal que
las fuerzas centrífugas crean un hoyo por el se fuga el vapor, esto se elimina con un rompedor
de vortices.
2.- La otra forma de arrastre ocurre a niveles bajos de líquido y puede eliminarse
subiendo el nivel.
4
1
3
3
2
9
.
0











D
H
V
D
H o

- - 66 - -
La formación de los vortices son difíciles de predecir, una ecuación que se ha usado
por años sin que se pueda conformar su precisión es:
Nivel mínimo para formación de vortice = 13*V.H.
En donde V.H. la cabeza de velocidad es g
V
2
2
y esta basada en la velocidad típica de
salida de 3 ft/s, (1 m/s). El nivel mínimo al que se forma un vortice es de 1.8 ft , (0.55 m),
basándonos en este criterio en la mayoría de los tanques se requeriría un rompedor de
vortices.
Boquillas de entrada.
El tamaño es generalmente el de la línea, fijado por la caída de presión deseada en la
línea. Para niveles bajos de operación, el diámetro puede aumentarse para prevenir el arrastre
de vapor.
Ejemplo 13.-
Diseñe un tanque separador para el ejemplo 6.
1.0.- Traducción.
A
D
R
3
.
0
~
7
.
0
~
1000
~



T
A
B
A
z
z
h
kgmol
A
79
.
0
~
500
~


B
D
D
y
h
kgm
G
62
.
0
~
500
~


B
R
R
x
h
kgmol
L
atm
P
C
T
1
º
91



- - 67 - -
2.0.-Cálculos.
2.1.- Flujos
3
800
8
.
0
40470
)
92
)(
21
.
0
(
500
)
78
)(
79
.
0
(
500
41660
)
92
)(
38
.
0
(
500
)
78
)(
62
.
0
(
500
m
kg
l
kg
h
kg
G
h
kg
L
L 








3
3
3
711
.
2
14924
40470
14924
1
)
364
)(
082
.
0
(
500
~
075
.
52
800
41660
m
kg
h
m
P
RT
G
G
h
m
L
G
m
m








2.2.- Velocidad máxima.
Sin malla .
s
ft
V
s
ft
V
D
V
V
L
a
16
.
2
)
6
(
36
.
0
6
711
.
2
711
.
2
800
35
.
0
35
.
0










2.3.- área y diámetro del tanque.
RT
P
V 

~
Escogeremos un diámetro = 10 ft = 3.05 m.

- - 68 - -
2.4.- Liquido retenido.
Para 15 minutos de líquido .
retención =
3
3
018
.
13
60
15
*
075
.
52 m
h
m

Altura del líquido en el tanque.
 
ft
m
h
h
V
856
.
5
785
.
1
*
05
.
3
4
018
.
13
2





2.5.- Boquilla de entrada.
s
ft
VG 45
.
63
711
.
2
711
.
2
800
7
.
3 


volumen del gas 14924 m3
/h.
área de boquilla =
2
3073
.
2
)
45
.
63
)(
3048
.
0
(
3600
14924
ft

in
in
ft
D 22
56
.
20
713
.
1
1416
.
3
)
3073
.
2
(
4
1 



2.6.- Diámetro de salida del líquido.
Suponiendo s
ft
V 3
3 
in
in
ft
D
ft
A
6
58
.
5
465
.
0
1416
.
3
)
1702
.
0
(
4
1702
.
0
)
3048
.
0
(
*
3
*
3600
075
.
52
3
2
3
3







- - 69 - -
2.7.- Nivel mínimo en el tanque para prevenir arrastre de gas.
in
ft
H
D
H
ft
H
V
42
.
4
368
.
0
)
465
.
0
(
793
.
0
793
.
0
2
465
.
0
14
.
0
9
.
0
14
.
0
711
.
2
800
800
2
.
32
*
2
3
.
4
1
3
2
























se toma por precaución 6 in.
Formación de vortice = 0.14*13 = 1.82ft
Como la altura de liquido sobrepasa a los 1.82 ft habrá vortice. Por ello se
debe colocar un rompe vortices.
2.8.- Boquilla de salida del vapor.
Para V2 = 100 ft/s
ft
H
D
H
in
in
ft
D
ft
A
H
V
189
.
1
)
365
.
1
(
87147
.
0
87147
.
0
2
365
.
1
6
.
0
9
.
0
16
38
.
16
365
.
1
1416
.
3
4
*
45639
.
1
4639
.
1
)
100
(
)
3048
.
0
(
3600
14924
5279
.
0
711
.
2
800
711
.
2
2
.
32
*
2
100
.
min
4
1
2
2
2
2
2





























La distancia entre la parte superior del tanque y la superficie del líquido
es mayor que 1.189 ft, por lo que no habrá arrastre.

- - 70 - -
2.9.- Distribución .
ft
Do 10

in
D 16
2 
in
D 22
1 
in
D 6
3 
ft
10
ft
20
in
NMA 6

in
medio
nivel 70
_ 
in
NMI 6


- - 71 - -
Problema 14
Diseñe un tanque separador para el ejemplo 8.

- - 72 - -

- - 73 - -
BIBLIOGRAFIA QUE CONTIENE INFORMACION SOBRE DESTILACION FLASH.

- - 74 - -
1.- R.M. Felder, R.W. Rousseau.- Elementary principles of chemical processes.-
Wiliey.- 1978.- New York.
Libro de balance de materia y energía que presenta 2 problemas resueltos y 2
propuestos.
2.- Ch. D. Holland.- Fundamental and Modeling of Separation Processes.- Prentice
Hall.- New Jersey.- 1975.
Teoría y problemas de destilación flash multicomponente. Tres problemas resueltos y
tres propuestos.
3.- R.E. Treybal.- Mass Transfer Operations.- Mc. Graw Hill.-Tokio.- 1968.
Presenta teoría y problemas. Dos problemas resuelto, dos propuestos.
4.- A. Valiente, R.P. Stivalet.- Problemas de Balances de Energía. Alhambra.- México.-
1982.
Presenta 2 problemas resueltos y 4 propuestos.
5.- C.J. King. Separation Processes.- Mc. Graw Hill.- New York.- 1971.
Presenta teoría y problemas. Tres problemas resueltos, cuatro propuestos.

- - 75 - -
6.- M. Van Winkle.- Distillation.- Mc. Graw Hill.- Nueva York.1967.
Este libro clásico de destilación dedica un capítulo a la destilación instantánea en el
que se presentan 2 problemas resueltos y 3 propuestos a fin de capítulo.
7.- Ch. J. Geankoplis.- Procesos de transporte y operaciones unitarias.- C.E.C.S.A.-
México.- 1982.
Libro de operaciones unitarias, presenta algo de teoría y un problema propuesto.
8.- W. Mc. Cabe y J.C. Smith.- Unit Operations of Chemical Engineering.- Mc. Graw
Hill.- New York.- 1956.
Libros de operaciones unitarias presenta desti1ación flash binaria y un ejemplo
resuelto, asi como uno propuesto de fin de capitulo
.

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