20. Cap17. Fraccionamiento.pdf

Ing. Jorge Barrientos, MSc. 17--1
CAP. 17. FRACCIONAMIENTO
1.- INTRODUCCIÓN
El presente capítulo, dentro del modulo para el curso de Ingeniería de Gas,
pretende darle al ingeniero las herramientas necesarias para el entendimiento del
diseño y manejo de la Torre de Fraccionamiento.
Si bien es cierto que el método riguroso para el cálculo del número de platos de
una columna es el utilizado para definir el diseño final de una torre de
fraccionamiento, los pasos aquí seguidos son los mínimos requeridos para
determinar el diseño.
Los métodos rigurosos por su complejidad son realizados a través de
computadoras, aplicando siempre los mismos conceptos básicos aquí expuestos.
Los métodos cortos para diseños, ya mencionados, presentan una desviación con
respecto al método riguroso entre 5 a 7%, su uso y entendimiento son de gran
importancia para la estimación inicial del diseño de la torre de fraccionamiento.
Los pasos expuestos van desde la determinación de la presión de trabajo de una
torre hasta el cálculo de l
a altura, y la calidad calórico de tope y fondo que se
requiere para su funcionamiento cabal.
También se presentan algunos problemas operativos de torres en funcionamiento y
las soluciones para la corrección de los mismos, igualmente algunos aspectos de
optimización.
Por último se desarrolla un problema aplicado al depropanizador de la Planta
Fraccionamiento de Jose.
Se concluye diciendo que la profundización de estos aspectos teóricos y la
experiencia en el manejo de torres de fraccionamiento son de gran importancia
para la formación de un ingeniero de gas y de refinación.
2.- PRINCIPIOS DE FRACCIONAMIENTO
El desarrollo del fraccionamiento estuvo inicialmente limitado a la industria del
alcohol, en donde se denominaba destilación. A medida que la industria petrolera
se expandió, recibió considerable atención, gracias a que el fraccionamiento ocupa
un puesto especial en la producción de productos de petróleo. No fue sino mucho
después cuando el fraccionamiento dejó de ser un arte, y pasó a considerarse una
ciencia.

Hoy, el fraccionamiento ha llegado a ser una especialización, y las compañías
petroleras emplean los ingenieros con base a su conocimiento del campo. Como
consecuencia, numerosos datos se han podido recopilar. Los principios que
soportan tan complicados diseños, son bastantes simples, y una vez que se
entienden, permiten obtener una mejor información del equipo disponible.
La ciencia del fraccionamiento puede dividirse en tres clasificaciones: diseño de
equipo nuevo, conversión de equipo viejo para nuevas operaciones, y
mejoramiento del equipo existente. En el diseño de equipo nuevo, la inversión
inicial ocupa un segundo plano, y suele diseñarse para operación económica.
Cuando se invierte en equipos viejos, la inversión inicial ocupa un primer plano. El
mejoramiento del equipo existente, puede hacerse bien mejorando las
instalaciones para disminuir costos o aumentando la calidad del producto.
3.- CONSIDERACIONES TEÓRICAS
Una columna de fraccionamiento se usa para separar una mezcla en dos o más
componentes en virtud de la diferencia en sus volatilidades o puntos de burbujeo.
La volatilidad relativa de dos componentes, determina su dificultad en la separación
por fraccionamiento. La separación es tanto más difícil cuanto más baja sea la
volatilidad relativa (o más cerca estén los puntos de burbujeo). En la separación de
una mezcla binaria es costumbre hablar del componente más volátil, aquel de
punto de burbujeo más bajo y el componente menos volátil, aquel de punto de
burbujeo más alto).
Debido a que el calor se suple por el fondo del fraccionador y se retira por el tope,
se crea un gradiente de temperatura entre los platos del tope y los del fondo de la
columna. El calor que entra al rehervidor, produce vapor en el fondo de la columna,
el cual fluye hacia arriba, plato a plato. Debido a que el vapor encuentra
continuamente puntos de baja temperatura, el componente menos volátil se
condensa; su condensación produce calor, que a su vez vaporiza el componente
más volátil del líquido que entra al plato, desde el plato inmediato superior. Este
proceso de condensación y vaporización alternativa origina un producto de tope,
enriquecido en el componente más volátil y un producto de fondo enriquecido en el
componente menos volátil.
Cuando la carga está formada por dos o más componentes éstos se distribuyen
hacia el tope y el fondo de la columna en cantidades apreciables. Si existen
solamente dos componentes, el más volátil se denomina componente llave liviano
y, el menos volátil, componente llave pesado. Estos componentes representan la
sección donde se desea la separación. Si se fracciona un sistema
multicomponente, pueden haber más de dos componentes distribuidos, en este
caso los componentes llave serán aquellos que muestren mayor cambio en la
composición entre el tope y el fondo. Cuando existan más de dos componentes
que muestren esta posibilidad, la columna deberá diseñarse en condiciones de
producir la separación más difícil.

Una columna de fraccionamiento esta dividida en dos secciones a ambos lados del
plato de carga, la sección del tope se llama zona de rectificación y la del fondo,
zona de despojamiento (stripping). En la zona superior el componente más volátil
es enriquecido o rectificado. En la zona del fondo el componente más volátil es
removido del componente menos volátil. En la zona de despojamiento, cada plato,
tiene una mayor cantidad de líquido que de vapor, mientras en la zona de
rectificación ocurre lo contrario. Cuando la columna se opera a reflujo total, la
cantidad del líquido y vapor, que dejan cada plato, se hacen igual en ambas
secciones. Todo este proceso se ilustra en las figuras Nros. 1 y 2.
Fig. 1. Sistema de Fraccionamiento

Fig. 2. Sistema de Fraccionamiento

4.- PARÁMETROS FUNDAMENTALES DE DISEÑO
a. Tipos de Torres
La selección del tipo de equipo, las partes interiores de esos equipos, la razón
líquido/gas, el diámetro y la altura de la columna tienen efectos importantes
desde el punto de vista económico al seleccionar el tipo de torre para una
operación de fraccionamiento.
En este caso nombraremos algunas ventajas importantes para la escogencia
de torres empacadas y de platos:
Torres Empacadas:
Hay muchos casos en que las torres empacadas tienen ventajas importantes.
Entre éstas se incluyen:
1. Operaciones al vacío. La caída de presión en una torre empacada se
puede diseñar con frecuencia para un nivel más bajo que en el caso de una
torre de platos y obtener, de todos modos, un contacto adecuado en el
vapor y el líquido.
2. Los líquidos espumantes se pueden manejar con frecuencia en forma más
satisfactoria en una torre empacada.
3. La retención de líquido suele ser generalmente menor, por lo que se puede
manejar materiales sensibles al calor junto con procesos que pueden tener
reacciones secundarias indeseables.
4. La construcción suele ser más sencilla y barata cuando el sistema es
corrosivo para los materiales de construcción normales.
5. Para columnas pequeñas (menores que, aproximadamente, 2 pies de
diámetros), las torres empacadas serán casi siempre más baratas que las
de platos.
Torres Platos:
Las torres de tipo platos tienen ventajas importantes en muchos campos:
1. Se instalan con facilidad serpentines de enfriamiento en los platos, lo que
las hace más conveniente cuando el calor de solución requiere
enfriamiento interno.
2. Con el diseño apropiado para la longitud del flujo transversal de líquido, las
torres de platos pueden manejar flujos más altos de líquido.
3. Para flujos de líquido extremadamente bajos (por ejemplo, en la
deshidratación de gas natural en el cual se utiliza un glicol), las torres de

platos tienen ventajas, puesto que se pueden diseñar para retener una
cantidad dada de líquido en el plato.
4. Se puede preferir ciertos tipos de torres de plato, cuando hay disposiciones
de materiales sólidos que se deben retirar periódicamente. La limpieza de
las otras torres de platos se puede hacer por bocas de acceso, mientras
que las torres empacadas requieren que caiga el empaque para facilitar la
limpieza.
5. El peso total de la torre de platos suele ser menor que el de una torre
empacada, diseñada para el mismo servicio. La resistencia limitada a la
trituración de muchos materiales de relleno puede hacer obligatorio el uso
de platos múltiples de soporte del empaque, para sostener el peso alto, de
la columna empacada.
6. Se prefieren en general columnas de platos para las operaciones que
requieren un gran número de unidades de transferencia o platos teóricos.
Las torres empacadas tienden a someterse al encauzamiento de las
corrientes de vapor y líquido y la distribución adecuada es difícil de
mantener, sin patrones bastantes elaborados de redistribución.
b. Bases de Diseño
Para diseñar una columna de fraccionamiento es necesario seguir los
siguientes pasos:
1. Definir la alimentación, recuperación de productos (Rata de Flujo) y
especificaciones de los mismos (Caracterización).
2. Definir el componente Llave Pesado y el componente Llave Liviano.
3. Establecer la presión de la columna de acuerdo al medio enfriante en el
condensador.
4. Calcular el punto de rocío para el destilado y el punto de burbujeo para el
fondo. (Temperatura de tope y fondo).
5. Calcular el mínimo número de platos teóricos.
6. Calcular el mínimo reflujo.
7. Determinar el punto de operación de reflujo y el número de platos teóricos.
8. Determinar el plato de alimentación.
9. Calcular con la eficiencia de la columna (o plato) y determinar el número de
platos.
10.Calcular el diámetro y altura de la torre.

5.- CARACTERÍSTICAS DE LA ALIMENTACIÓN Y DE LOS
PRODUCTOS CALIDAD, FLUJO, TEMPERATURA,
RECOBRO
La calidad, flujos y recobros determinan la cantidad de productos a separar, los
parámetros fundamentales para el balance de masa, de energía y el
dimensionamiento de la torre; la temperatura permite determinar el grado de
vaporización y por ende el gasto de energía.
Ejemplo: En el depropanizador de Jose entran: 5222 moles/hora de alimentación,
la calidad de propano es: x
f=0,5493 la calidad a obtener en el tope es
xp=0,9724 y el fondo es x
B=0,0015; ¿Cuántos moles/hora de propano
salen por el tope y cuántos por el fondo?
F = P + B (F1)
PXp + BXB = FXf (F2)
Despejando B en función de F y P en (F1) e introduciendo en (F2) nos queda:
B
p
B
f
X
X
X
X
F
P
−
−
=
P = 2496 moles/hora de producto de tope.
PXp = 2865 moles/hora de C3 tope
B = 2357 moles/hora de productos de fondo
B XB = 3.535 moles/hora de C3 por el fondo
El balance de energía alrededor de la torre muestra que:
qR = (qc + Qp + QB) – Qf
donde qR es el calor entregado en el rehervidor, qc el calor cedido en el
condensador; Qp y QB son los calores con los que sale la corriente de tope y
fondo respectivamente, Qf es el calor de entrada en la alimentación. Se puede
notar que mientras mayor es Qf manteniendo qc, Qp, y QB fijos, qR es menor.
a. Medio enfriante en el condensador y presión de la columna
La temperatura de tope de la columna depende de la presión de operación de
la misma, la cual, a su vez, depende del medio de enfriamiento disponible
para condensar el reflujo. La mayoría de las columnas son diseñadas para
usar agua como medio de enfriamiento en e condensador, a temperaturas
que varían entre 90 y 105ºF.

También se usa aire como medio enfriante en el cual se estima la temperatura
a la salida del condensador entre 110 y 130ºF; en algunos casos como en la
deetanizador, se usa un sistema semirefrigerado como medio enfriante, a
temperaturas de 30 y 40ºF.
Un condensador total, condensa todos los vapores del plato del tope para
generar una producción completamente líquida. En este caso la presión en el
acumulador se obtiene haciendo un calculo de punto de burbuja. Si se utiliza
un condensador parcial se condensa solo lo necesario para el reflujo, un
calculo de punto de rocío dará la presión del acumulador.
La presión de la columna será igual a la presión del acumulador más la caída
de presión a través del condensador y la línea de vapores de tope,
generalmente en el orden de 5 a 15 psi.
Ejemplo: Calcular la presión de operación aproximada de una torre
depropanizadora que usa aire como medio enfriante en un
condensador total en donde la caída de presión de la torre al
acumulador es de 15 lpca.
Componente Composición XD K´ at 130ºF y 285 lpca yi = kixi = 100
C2 2,56 2,75 7,04
C3 92,31 0,98 90,50
iC4 5,13 0,48 2,46
100,00
Presión columna = 285 + 15 = 300 lpca
b. Temperatura en la columna
El vapor que sale del plato del tope tiene la misma composición del producto
del tope cuando se utiliza un condensador total. Esto no es verdad cuando se
usa un condensador parcial, en ese caso el calculo de punto de rocío en los
vapores del plato de tope dará la temperatura del fluido que sale del tope de
la columna.
Ejemplo: Para el ejemplo anterior calcular la temperatura del tope de la torre.
P = 300 lpca
Componente Composición (yi)D K´ s a 300 lpca y 143ºF 1
ki
yi
Xi =
=
C2 2,56 2,850 0,90
C3 92,31 1,033 89,42
iC4 5,13 0,530 9,68
100,00
De donde, la temperatura de tope será 143ºF

De la misma manera la temperatura del fondo de la torre se obtiene del
cálculo del punto de burbujeo del producto de fondo. A través de la torre
podemos estimar una caída de presión entre 5 y 10 psi desde el fondo hasta
el tope.
Ejemplo:
Componente (Xi) B K´ a 305 lpca y 219ºF Yi = ki xi = 100
C3 1,85 1,760 3,25
iC4 68,25 1,044 71,20
NC4 29,90 2,855 25,50
99,95
Entonces 219ºF es la temperatura de fondo
La condición óptima para la operación de una columna se obtiene cuando la
alimentación entra a su punto de burbujas, entonces la temperatura de
alimentación de la columna deberá corresponderse con la temperatura de
burbujeo a la presión de la columna.
Componentes Composición Alimentación (Xi)ºF K´ a 305 lpca y 211ºF Yi = ki xi = 100
C2 0,2 3,95 0,79
C3 8,9 1,66 14,77
iC4 63,3 0,99 62,64
NC4 27,6 0,99 21,85
100,00
La temperatura de alimentación al depropanizador será 211ºF
A continuación se encontrará la caracterización de la alimentación, producto
de tope y de fondo de la torre depropanizadora de Jose y la elaboración de su
diagrama de fases en equilibrio el cual se calculó mediante el uso del
programa de un simulador.

Tabla 1. Separación de un Fluido en una Torre de Fraccionamiento
(Depropanizadora)
Componentes zi Tope %F Fondo %
C1 0,01 100,0000
C2 0,97 100,0000
C3 53,58 99,9748 0,0254
iC4 13,20 2,1786 97,8214
nC4 15,53 0,0237 99,9763
iC5 4,47 100,0000
nC5 2,56 100,0000
C6 5,76 100,0000
C7 2,45 100,0000
C8 0,53 100,0000
C9 0,70 100,0000
C10 0,25 100,0000
Tabla 2. Diagrama de Fases (P-T) de la carga
Presión, lpca Temp.. de Rocío Temperatura de burbujeo
100,0 207,023 85,231
150,0 229,023 116,964
200,0 245,462 142,021
250,0 258,626 163,177
300,0 269,561 181,764
350,0 178,837 198,545
400,0 286,792 214,009
450,0 293,610 228,529
500,0 299,401 242,382
550,0 304,159 255,861
600,0 307,704 269,368
650,0 309,371 283,678

Tabla 3. Diagrama de Fases (P-T) del tope en una depropanizadora
Presión, lpca Puntos de Rocío ºF Puntos de burbujeo ºF
100 54,241 51,295
150 81,595 78,982
200 102,888 100,548
250 120,598 118,490
300 135,906 134,012
350 149,469 147,773
400 161,700 160,209
450 172,873 171,589
500 183,177 182,119
550 192,749 191,954
600 201,325
Tabla 4. Diagrama de Fases (P-T) del producto del fondo en una depropanizadora
Presión, lpca Puntos de Rocío TºF Puntos de burbujeo TºF
100,0 254,740 164,355
150,0 281,872 199,875
200,0 302,492 227,918
250,0 319,220 251,592
300,0 333,275 272,410
350,0 345,312 291,241
400,0 355,700 308,669
450,0 364,605 325,167
500,0 371,965 341,234
550,0 377.143 368,234
600,0

Fig. 3. Gradiente de temperatura de los platos de un debutanizador

Fig. 4. Composición de los hidrocarburos que llegan y salen de la torre.

Fig. 5. Parámetros operacionales en una columna de fraccionamiento (de-
propanizadora).

Fig. 6. Diagrama de fases presión-temperatura de los productos de entrada y
salida a una columna de-propanizadora.
c. Calculo del número de platos
Para una separación dada el número mínimo de platos se obtendrá cuando la
columna opera a reflujo infinito.
Para el cálculo de platos y relación de reflujo existen métodos rigurosos
(Largos, por computación) y métodos cortos. A continuación se presenta un
resumen del orden de exactitud y la rigurosidad de los métodos.
Orden de Exactitud Método
1 Riguroso
.
Calculo plato a plato con balance de calor en cada plato, usa
correlaciones complicada de comportamiento líquido y vapor en
equilibrio.
Se realiza con la ayuda de un computador.
2 Calculo plato a plato con ciertas modificaciones o suposiciones
(como por ejemplo carga de vapor cte. A través de la columna).
3 Método de Guillilands, platos mínimos obtenidos de Fenske y
reflujo mínimo de Underwood.
4 Tratamiento del sistema como mezcla binaria y resuelto por el
método de Mc Cabe-Thiele.

Para el calculo del número mínimo de platos teóricos en forma rigurosa se
realiza un calculo (plato a plato) de equilibrio de punto de rocío del tope hacia
el fondo y de punto de burbuja del fondo hacia el tope de tal forma que en el
plato donde estos cálculos coincidan se define el número de platos mínimos
requeridos.
Aplicando métodos cortos como el caso de la correlación de FENSKE:
HK
/
LK
log
xd
xb
xb
xd
log
SM
HK
LK
α




















=
en donde:
SM = Número mínimo de platos teóricos
LK/HK = Volatilidad relativa del llave liviano promedio del tope y fondo a
la temperatura average.
Tavg
Tavg HK
K
LK
K
HK
LK






=






=
2
Fondo
T
top
T
Tavg
+
=
=
Xd = fracción molar en productos destilados
Xb = fracción molar en producto de fondo
d. Reflujo
Esta palabra se usó, con diferentes significados, el ingeniero de diseños,
entiende por reflujo a la razón entre el volumen de fluido revertido a la torre
dividido por un volumen de otro fluido, que entra o deja el fraccionador.
Las tres corrientes generales envueltas en esta razón son: la carga, producto
de tope, y el vapor que deja cualquier plato. Los ingenieros de diseño
generalmente piensan en razón reflujo en función del líquido y vapor que
dejan cualquier plato en particular. Esta razón de reflujo que en realidad es el
reflujo interno de la torre, es la más importante en lo que se refiere a
operación de la columna.
Si el reflujo llega a la columna sin enfriamiento adicional, y la carga entra a su
punto de burbujeo, el volumen de líquido que deja a cada plato en la zona de
rectificación es aproximadamente igual al reflujo bombeado a la columna.

La cantidad de reflujo hacia una columna, no solamente afecta la calidad del
producto, sino también la capacidad de la misma. Aumentando la razón de
reflujo, se incrementa el grado de separación y la carga calorífica de la torre,
lo cual puede afectar la eficiencia. Una de las cualidades deseables en un
plato de una columna de fraccionamiento es su habilidad para operar a
relativa alta eficiencia en un amplio rango de cargas caloríficas. Si se utiliza
una columna muy grande para fraccionar una pequeña cantidad de material,
la carga calorífica puede ser tan baja, que los platos no funcionen
adecuadamente. Esta situación podría mejorarse subiendo la razón de reflujo,
de tal manera que la carga calorífica aumente hasta satisfacer las condiciones
de operación de los platos.
La temperatura del reflujo enviado a la columna, afecta el reflujo interno. En
caso de que el retorno que entra a la columna se enfríe por debajo del punto
de condensación, se n
ecesitará más vapor para llevar dicho producto sólo
hasta el punto de burbujeo, el subenfriamiento del reflujo refleja mayores
dificultades que la remoción de una cantidad igual de calor, condensando
vapor adicional.
Por razones prácticas podría ser deseable operar con un reflujo subenfriado
para asegurar un mejor bombeo. Si la bomba es de tipo cuello de botella
(bottleneck) un aumento en el reflujo interno, puede lograrse, bajando la
temperatura de reflujo sin aumentar su volumen.
Desde el punto de vista operacional es fácil hablar de razones de reflujo entre
el reflujo y la carga o el producto de tope. Originalmente, la cantidad de reflujo
enviada a una columna fue controlada separando la corriente del
condensador, una parte como producto del tope y la otra como reflujo, por
medio de una caja de desviación El resultado de un registro de
aproximadamente 10 a 20 columnas indican los cambios de las razones de
reflujo con amplia variación de la composición de la carga. Notándose que la
razón basada en la carga, refleja la menor variación. Esto es un punto
importante que se debe tener presente durante la operación de la columna. Si
la composición de la carga cambia, la razón de reflujo debe variarse a fin de
producir el mismo producto de tope.
Por ejemplo, si tenemos una mezcla en un fraccionador que contenga 50% de
propano y 50% de butano y el reflujo requiere de 1,5 veces la carga de la
columna, el caudal del reflujo no debe ser cambiado apreciablemente cuando
se fracciona una mezcla que contenga solo 25% de propano. La nueva
composición requerirá más o menos razón con respecto a la carga, pero al
referirse al producto del tope esta mezcla con menor contenido de propano,
requerirá de una razón 6:1 en lugar de 3:1.
Para el cálculo de reflujo mínimo se usa la relación de Underwood dentro de
los métodos cortos lo cual ocurre al tener un número infinito de platos:

( )( ) ( ) ( )
( )( ) ( ) ( )HK
xd
D
1
q
HK
xf
D
L
LK
xd
D
1
q
LK
xf
D
L
KHK
KLK
−
+
+
−
+
+
=
( ) ( )
( ) ( )HK
xd
D
q
HK
XF
L
LK
xd
D
q
LK
xf
L
+
+
=
(KLK/KHK)F = Relación de Constantes de equilibrio de Componentes claves
en la alimentación
L = Moles de líquido saliendo de cualquier plato arriba de la
alimentación.
D = Moles de producto de tope.
(Xf)LK = Composición de componentes clave liviano en la alimentación.
(Xf)HK = Composición del componentes pesado en la alimentación.
(Xf)LK = Composición del componentes liviano en el tope.
(Xd)HK = Composición del componentes clave pesado en el tope.
q = 1 Para la alimentación entrando al punto de burbuja el cual es la
condición más óptima de entrada (q = 0 para vapor a punto de
roció).
ón
vaporizaci
de
calor
entación
lim
a
de
mol
1
vaporizar
para
requerido
calor
q =
Al obtener el número mínimo de platos y el reflujo mínimo, se usa la
correlación de Gilliland para determinar el número de platos teóricos y el
reflujo de operación de la gráfica de Gilliland suponiendo un valor de s
(número de platos) se obtiene el reflujo correspondiente y se elabora una
gráfica de R vs S. Ver figuras 7, 8 y 9.

Fig. 7. Gráfica de Gilliland para el reflujo vs el número de platos S

Fig. 8. Monograma de Gilliland para el cálculo del número de platos teóricos en
una torre

Fig. 9. Variación de los platos teóricos con reflujo
e. Cálculo para un Reflujo Óptimo
Separación de C3-iC4
Radio de Reflujo 2.6 3.0 4.0 5.0
Equipos
Diámetro de la torre Ft 3,0 3,1 3,5 3,8
Número de platos 48 35 28 25
Área de condensador Ft
2
1,320 1,460 1,825 2,200
Área del reboiler Ft
2
560 625 780 935
Servicios
Agua de enfriamiento, gpm 290 320 400 480
Vapor de 15 psig, lb/hr 4,100 4,550 5,670 6,800
Costos de Inversión $
Torres 10,250 8,400 8,200 8,200
Tubulares 9,400 10,150 12,200 14,250
Total 19,650 18,550 20,400 22,450
Variación de los platos teóricos
con reflujo

f. Cálculo para un Reflujo Óptimo
Separación de C3-iC4
Depreciación de la Inversión, $/DC 26.90 25.40 27.90 30.70
Costo de servicios $/DC
Agua de enfriamiento 4.20 4.60 5.80 6.90
Vapor de 15 psig 14.80 16.40 20.40 24.50
Total 19.00 21.00 26.20 31.40
Con esta gráfica se selecciona un punto de operación usualmente R = 1,3
Rmin y/o S = 2 SMIN; pero la selección depende de los costos de operación
vs costos de instalación, alta razón de reflujo significan altos costos de
operación.
g. Método de MC Cabe Thiele para número de platos
El método es aplicado sólo para sistemas binarios, para ser adaptado al
sistema de un multicomponente se selecciona un componente llave liviano y
un componente llave pesado. Ver figura 2.1.10.
El desarrollo de la curva de equilibrio para una mezcla binaria se realiza
usando los conceptos de fugacidad en equilibrio; supongamos en el
depropanizador a presión de 225 lpca el componente liviano es el propano y
el pesado el isobutano.
Fv C3 = FL C3 en equilibrio
Fv C3 = δ nY C 3
FL = P C3 x C3

Fig. 10. Diagrama de equilibrio propano/i-butano
Para condiciones ideales suponemos que:
π Yc3 = Pc3 Xc3 Componente Liviano
π Yc4 = Pc4 Xc4 Componente Pesado
Sabiendo que:
Yc4 = 1 – Yc3
Xc4 = 1 – Xc3
Y sabiendo que:
π
=
=
Pi
Xi
Yi
i
K
Donde Pi es presión de vapor de líquido del componente a la temperatura.
Tenemos que:

4
3
4
3
Pc
c
P
Pc
c
X
−
−
π
=
3
3
3
3
3 Xc
Kc
Xc
Pc
c
Y =
π
=
Preparamos la tabla de la curva de Equilibrio π = 225 lpca
T(ºF) Pc3 Pc4 π - Pc4 Pc3 – Pc4 Xc3 Yc3
100 188,38 72,04 182,97 116,28 1,573 1,16 **
110 214,02 83,22 1,313 **
120 242,19 95,75 1,088 **
*130 273,08 109,72 0,888 0,952
140 306,76 125,19 0,715 0,866
150
160
250
** Todo líquido
* Temperatura de rocío a lpca
Al tener la curva de equilibrio, fijamos los tres diferentes puntos sobre la misma:
1) Pureza del producto de tope (Xc3 D = 0.987)
2) Composición molar en el fondo (Xc3 B = 0.005)
3) Pureza en la alimentación (Xc3 F = 0.574)
La línea de operación en la zona de rectificación es:
1
R
XD
X
1
R
R
Y n
1
n
+
+
+
=
+
la pendiente interseción
La línea de operación en la zona de despojamiento
F
R
1
F
Y
F
R
1
R
X 1
n
m
+
−
+
+
+
= +

D
L
R = usualmente es económico usar entre 2 y 3
entación
lim
a
la
en
moles
.
Nro
entación
lim
a
la
en
líquidos
moles
.
Nro
F
LF
q =
=
En el diagrama siguiente se ve el efecto de la condición de la alimentación
sobre la línea de alimentación. ra, alimentación como líquido frío rb,
alimentación como líquido saturado. re, alimentación como vapor sobre
calentado.
a: Líquido saturado
b: Subenfriado
c: Alimentación parcialmente vaporizada (normal)
d: Alimentación vapor saturado
e: alimentación vapor sobre calentado
Diagrama:
Pendiente es:
1
q
q
−
de la ecuación
1
q
Xf
x
1
q
q
y
−
−
−
=

Ejemplo: XD = 0.987 XB = 0.005
Alimentación 31% vaporizada
q = 0.69
pendiente = -2.2
31
.
0
1
2
.
2
087
.
0
1
R
XD
=
+
=
+
Diagrama:
Diagrama de Mc-Cabe Thiele. El número de triángulos representa el número de
platos ideales.
h. Problema de destilación
Ejemplo:
Diagrama Mc Cabe-Thiele: 100 moles/hr de una solución 60 mol % de C6 y 40
mol % de C7 va ser separada en un producto del tope cuya composición debe
ser 97 mol % de C6 y un producto de fondo con 96 mol % de C7, en una torre
de destilación operada a 1 atmósfera de presión.
La carga es un líquido saturado.
Use una razón de reflujo 1,25 veces el mínimo.
El reflujo es también un líquido saturado.
1.- Cuántos moles/hr se obtienen por el tope.
2.- Cuántas etapas perfectas se necesitan

Respuesta: :
Composición de la carga:
Componentes Zi Tope Fondo
C6 0.60 0.97 0.04
C7 0.40 0.03 0.96
Cálculo de D, moles de producto de evaluación o del tope y B, moles del
producto del fondo; con respecto al C6:
0,60 x 100 moles = 0,97 x D + 0,04 B
D + B = 100 moles/hr
60 = 0,97 (100 –B) + 0,04 B
78
,
39
93
,
0
37
B =
=
D = 60,22
Composición de flujo que deja la columna:
Componentes Tope Fondo
C6 (60,22) (0,97) = 58,41 (39,78) (0,04) = 1,59
C7 (60,22) (0,03) = 1,81 (39,78) (0,96) = 38,19
Temperatura de la carga a P = 14,7 lpca (punto de burbujeo)
Componentes Zi T (burbujeo)
C6 0,60 155,73 93,438
C7 0,40 209,17 83,668
177,106
Punto de burbujeo a 14,7 lpca = 177ºF
32
,
2
56
,
0
3
,
1
C
,
K
C
,
K
7
6
=
=
α
Cálculo de la curva de equilibrio del diagrama Mc Cabe-Thiele (ver tabla No. 5)

Tabla No. 5
X αX (α -1) X 1+(α -1)x Y=x/1+(α -1) x
0,1 0,232 0,132 1,123 0,205
0,2 0,464 0,264 1,264 0,366
0,3 0,696 0,396 1,396 0,500
0,4 0,928 0,528 1,528 0,608
0,5 1,160 0,660 1,660 0,698
0,6 1,392 0,792 1,792 0,777
0,7 1,624 0,924 1,924 0,845
0,8 1,856 1,056 2,056 0,904
0,9 2,088 1,188 2,188 0,954
1,0 2,320 1,320 2,320 1,000
L = 1,25 x D = 1,25 x 60,2 = 75,27 moles/hr
431
,
0
1
25
,
1
97
,
0
1
R
X
Y O
O =
+
=
+
=
XF = 0,60 fracción de C6 en la carga
XD = 0,97 fracción de C6 en el tope
XB = 0,0094 fracción de C6 en el fondo
Línea operacional por encima del plato carga:
D
X
V
D
X
V
L
Y n
1
n +
=
+
y dado que R = L/D,
1
R
1
V
D
;
1
R
R
V
L
+
=
+
=
De la figura no. 11 puede conocerse el significado de los parámetros
anotados.

Fig. 11. Método gráfico de Mc Cabe-Thiele para determinar el número de platos

97
,
0
49
,
135
22
,
60
X
49
,
135
27
,
75
y n
1
n =
+
=
+
Yn + 1 = 0,556 xn + 0,431
donde 0.55 es el valor de la pendiente y 0,431 es la intersección con el eje
“Y”.
Línea operacional inferior:
V
X
B
x
V
L
1
y B
m
m =
+
Y dando que L = L + qF
L = V + B
B
L
X
B
x
B
L
L
y B
m
1
m
−
−
−
=
+
L = 75,27 moles/hr + (1,0) 100 moles/hr
L = 175,27 moles/hr
V = L – B = 175,27 – 39,78 = 135,49
49
,
135
04
,
0
x
78
,
39
x
49
,
135
27
,
175
y m
1
m −
=
+
Ym+1 = 1,295 Xm – 0,0117
Ejemplo para x = 0,6
Ym+1 = 1,295 x 0,6 – 0,0117
Ym+1 = 0,7770 – 0,0117 = 0,7653
Para la línea operacional superior.
Yn+1 = 0,5556 xn + 0,431
Yn+1 = 0,556 x 0,6 + 0,431 = 0,765
Cálculo del punto de rocío en el acumulador.
Asumiendo que el acumulador trabaja a presión atmosférica. Punto de
rocío del producto del tope.

Componentes zi T Zi x T T = 100 y/k
P = 1 atm.
ki
C6 0,96 155,7 151,00 1,00 0,97
C7 0,03 209,2 8,35 0,40 0,07
1,04
De donde la temperatura del tope de la columna puede considerarse igual
a 159ºF
Temperatura del fondo
Punto de burbujeo del producto del fondo:
Componentes zi T de burbujeo Zi x T Ki Ki x xi
C6 0,04 155,7 6,23 2,1 0,08
C7 0,96 209,1 201,00 1,0 0,96
1,04
Temperatura del fondo de la torre = 207ºF
Método de Fenske para determinar el mínimo número de platos teóricos:
( )
c
c
m
c
d
n
d
c
x
k
log
x
x
x
x
log
n
m












=
−
3
,
2
ln
04
,
0
96
,
0
03
,
0
97
,
0
ln
n
m












=
−
3
,
2
k
k
1
,
2
0
,
1
1
,
2
k
k
5
,
2
4
,
0
0
,
1
k
k
av
d
c
n
d
c
n
d
c
=






=












=






=






m – n = ln (32,3) (24) / ln 2,3
8
833
,
0
65
,
6
3
,
2
ln
5
,
77
ln
n
m =
=
=
−

Cálculo del reflujo mínimo por el método de Underwood.
( ) ( )
( ) ( ) 





−
+
+
−
+
+
D
,
x
.
D
1
q
F
,
x
D
L
D
,
x
.
D
1
q
f
,
x
D
L
k
k
d
d
O
c
c
O
d
c
D
,
x
.
D
.
g
F
,
x
L
D
,
x
.
D
.
q
F
,
x
L
d
d
O
c
c
O
+
+
=
32
,
2
56
,
0
33
,
1
K
K
d
c
=
= a 1 atm. y 177ºF
xc, F = 0,60
xd, F = 0,40 xc ´D = 0,97
L = 75,27 xd ´D = 0,03
D = 60,22
( )
( ) 







+
+
=






+
+
03
,
0
x
22
,
60
L
60
,
0
97
,
0
x
22
,
60
L
60
,
0
40
,
0
22
,
60
L
60
,
0
22
,
60
L
32
,
2
O
O
O
O
807
,
1
L
40
,
0
413
,
58
L
60
,
0
09
,
24
L
40
,
1
826
,
83
L
39
,
1
O
O
O
O
+
+
=
+
+
0,556 LO
2
+ 2,515 LO + 33,530 LO + 151,473
= 0,240 LO2 + 23,36 LO + 14,45, LO + 1407,17
de donde:
1,774 LO
2
– 3,24 LO – 1255, 696 = 0
632
,
0
20
,
1587
147
,
3
774
,
1
LO
+
±
=
hr
/
moles
907
,
65
632
,
0
879
,
39
774
,
1
LO =
+
094
,
1
22
,
60
907
,
65
D
L
min
.
R O
=
=
=
i. Eficiencia de los platos
Cuando se habla de eficiencia en torres se definen dos tipos, eficiencia global
y eficiencia local o eficiencia de Murphree.
La eficiencia global Eo se define como la relación de número de platos ideales
y el número de platos reales.

reales
platos
.
Nro
cos
teóri
platos
.
Nro
Eo =
Y la eficiencia local (o sea Musphree) E´ se define como:
1
Yn
Yn
n
;
1
Yn
*
Yn
1
Yn
Yn
´
E
+
↑
↑
+
−
+
−
=
en donde:
Yn = Concentración real de la fase de vapor que sale del plato n.
Yn* = Concentración de vapor en equilibrio en el líquido de acuerdo a las
condiciones teóricas en el plato N.
Yn+1 = concentración real de vapor que entra al plato N.
De tal forma que:
( )
( )
( ) BOT
TOP
BOT
TOP
x
X
Y
Y
M
;
L
/
MV
Log
1
L
/
MV
´
E
1
log
Eo
−
−
=
−
+
=
en donde:
M = es la pendiente de la curva de equilibrio
L/V = es la pendiente de la línea de operación
DRICKAMER Y BRADFORD en A.I.CH.E. presentan una correlación de
eficiencia global de plato en contra del promedio de la viscosidad de cada
componente en la alimentación
E = 17 – 61,6 log Σ XF Mu
ΣMu = Promedio molar de la viscosidad en la alimentación a la Temperatura
promedio en la columna.
Ejemplo: Para un depropanizador
Temperatura tope = 143ºF Temp.. fondo= 219ºF
Temperatura promedio = 181ºF
Componentes XF u a 181ºF Σu* XF
C2 0,002 -- --
C3 0,089 0,054 0,00481
iC4 0,633 0,108 0,06820
nC4 0,276 0,120 0,3310
ΣMu = 0,10611
E = 17 – 61,6 log (0,106) = 77,1%
Para comprender mejor este punto, observemos las figuras 12, 13, 14, 15 y
16.

Fig. 12. Utilización de la eficiencia de Murphree en el diagrama XY. La
línea de trazos representa la curva efectiva de equilibrio Y´ frente a Xe,
para M/ = 0,60 BA/CA = Yz/xz = 0,60
Fig. 13. Línea de operación y equilibrio rectas, para su utilización con M, cd,
línea de equilibrio verdadera, Ye frente a X ef, línea de operación Yn+1 frente a
Xn,gh, línea de equilibrio efectiva, Y´e frente a Xe.

Fig. 14. Relación entre las eficiencias de Murphree y local.
Caso 1: Vapor completamente mezclado y líquido sin mezclar.
Caso 2: Vapor y líquido sin mezclar, con flujo de líquido en la misma dirección
para todos los platos.
Caso 3: Vapor y líquido sin mezclar con flujo de líquido en direcciones
opuestas en platos adyacentes.
Las columnas ordinarias de platos perforados actúan en forma intermedia
entre los casos 1 y 3. Para obtener las condiciones que se especifican en el
caso 2 se necesita una construcción especial.

Fig. 15. Relación entre las eficiencias de Murphree y global
Fig. 16. Relación entre las eficiencias de Murphree y local.

j. Eficiencia típicas globales encontradas en la literatura para diferentes
columnas
Columnas Eficiencias globales
Demetanizadores Aprox. 0,50
Deetanizadores Criogénicos 0,55 - 0,65
Deetanizadores a Alta Presión 0,70 – 0,75
Depraponizadores 0,70 – 0,75
Debutanizadores 0,70 – 0,75
Separadores de Butano 0,75 – 0,80
k. Localización de la carga
La localización propia de la carga es difícil de determinar. En el caso de una
mezcla binaria, existe una localización definitiva que dará la condición más
económica de operación de la columna. En el caso de policomponentes el
sitio de entrada no es tan definido. Si se cambia la ubicación del plato de
carga para un sistema policomponente, cambiarán también la composición del
tope y del fondo, dependiendo de lo que se haga con el número de platos y la
razón de reflujo.
Existen algunas guías generales para determinar la ubicación propia del plato
de carga, la cual debería entrar a la columna a la temperatura de burbujeo
calculada a la carga deberá ser aproximadamente igual a su razón en el plato
de carga
En la practica es difícil determinar la composición en los platos, y no es
beneficioso utilizar este método. En general, si la carga contiene un
porcentaje bajo del componente llave más liviano, que a su vez debe
producirse por el tope con gran pureza, la carga debe entrar más bien baja,
de tal manera que un mayor número de platos se usen en la rectificación del
componente llave más liviano.
Si el producto del fondo requiere de especificaciones de alta pureza y de la
remoción de la mayoría de los componentes livianos, entonces la ubicación
del plato de carga debe proporcionar más plato para la sección del fondo.
Afortunadamente, se operan los fraccionadores para producir un producto
determinado bien en el tope o en el fondo. Por ejemplo, un deisobutanizador
no tiene por objeto hacer isobutano con alta pureza, sino de asegurarse que
el producto del fondo no contenga isobutano; por lo tanto, el principal trabajo
del fraccionador será de despojar el isobutano del butano normal. Si el
producto del fondo de tales columnas contiene mucho isobutano, la acción
lógica debería ser subir el plato de carga si fuere posible y, quizás, aumentar
la razón de reflujo.

La temperatura de la carga es otro punto importante en la operación de una
columna. Teóricamente el producto debería entrar a su punto de burbujeo. En
realidad la temperatura de la carga puede ser inferior al punto de burbujeo, sin
embargo, pudiera ocurrir que el intercambio no fuera suficiente y que la
adición resultara antieconómica, en ese caso el calor adicional podría
suplicarse en el rehervidor. Esta adición de calor en el rehervidor aumenta un
poco la carga colorífica en la sección inferior de la columna sin afectar de
manera significativa la carga calorífica por encima del plato de carga. La
mayoría de las columnas alcanzan la capacidad de vapor en la zona superior
antes que en la zona inferior. Si se encuentran dificultades con la capacidad
de la columna, podría investigarse si la carga está entrando a su punto de
burbujeo.
Desde el punto de vista del control de la columna es preferible que la carga
entre por debajo del punto de burbujeo antes que por encima.
Cuando la temperatura de la carga está por encima de su punto de burbujeo,
o la presión está por encima de la presión de la columna, ocurre una cierta
vaporización en la entrada del fluido a la torre; este vapor adicional recarga el
condensador sin mejorar el comportamiento de la columna.
Si la columna está operando a su capacidad de vapor en la sección inferior,
podría introducirse la alimentación por encima del punto de burbujeo, para
aumentar la carga de vapor en la sección superior sin cambiar la inyección de
vapor en la sección inferior.
Cuando se operan varis torres en serie, tal como en las plantas de gasolina
natural, ocurre una cierta separación instantánea en el plato de carga, debido
a que ésta deja la columna anterior a su punto de burbujeo y a una presión un
poquito más alta. Instalando un enfriador a esta corriente, podría aumentarse
sustancialmente la capacidad de la siguiente columna, al reducir la
vaporización en su respectiva entrada.
Para la localización del plato de alimentación Fenske, supone cuando la
proporción de platos en la sección de rectificación de la columna será
constante e independiente de la rata de reflujo, para lo que obtiene que:
α Sn = (d/f)LK (f/d)HK
α Sm =(f/b)LK (b/f)HK
LK = Componentes llave liviano
HK = Componentes llave pesado
en donde α es la volatilidad relativa del componente liviano y pesado o la
relación promedio de las constantes de equilibrio a la temperatura promedio.
Sn = número de platos encima del plato de alimentación.
Sm = número de platos debajo del plato de alimentación.

f = composición del liviano o pesado componente llave en la alimentación.
b = composición del liviano o pesado componente llave en el fondo.
d = composición del liviano o pesado componente llave en el tope.
Kirkbride presentó una relación empírica para estimar en el plato de
alimentación.
( )
( ) 



















=
2
XdHk
XDLk
Lk
Xf
D
Hk
Xf
B
log
106
,
0
M
N
log
en donde:
N = Número de plato zona de rectificación
M = Número de plato zona de despojamiento
B = Moles/horas de producto de fondo
D = Moles/horas de destilado
Xf = Composición en la alimentación
Xb = Composición en el fondo
Xd = Composición en el tope
Hk = composición llave pesado
Hk = Componente llave liviano
l. Balance global de energía-Análisis de condensador y rehervidor
Haciendo un balance de energía en la figura anexa.
A F + qr = qc + Qd + Qb
Qr = qc + Qd + Qb – Qf
Ejemplo: Torre de-propanizadora Jose.
m. Balance global de energía-Análisis de condensador y rehervidor
Cálculo condensador
qc = V H C3 V = 160 lb mol/min
AHC3 = -5456 btu/lb mol (120ºF, 238 lpca)
qc = 52,37 MM Btu/hr
Cálculo Alimentación
Qf = FL* HFL + Fv * HFv
FL = 10.,5 lb mol/min
HFL = 4492 Btu/lb mol
Fv = 0,506 lb mol/min

*Hfv = 9539 Btu/lb mol
Qf = 28,18 mm Btu/hr.
Cálculo productivo de tope
QD = D * HD D = 57,015 mol/min
QD = 5,47 MMBtu/hr *HD = 1602 Btu/lb mol
Cálculo rehervidor
qr = qc + Qd + Qb -Qf
qr = 53, 42 Mmbtu/hr
* Referencias calculadas del N.G.P.S.A.
6.- PROBLEMAS OPERACIONALES EN UNA TORRE DE
FRACCIONAMIENTO
a. Variables que afectan la operación de la columna
Entre las variables más importantes que afectan la operación de la columna
tenemos: Presión de la columna, razón de reflujo, ubicación del plato de carga,
temperatura de la carga, etc.
La selección adecuada de estas v
ariables mejoraran la calidad y cantidad de
los productos. El cambio de una de las variables afecta el valor de los
productos. El cambio de una de las variables afecta el valor de las otras, de
donde se hace importante entender el efecto de cambiar una variable.
Presión de la columna.
Afecta el grado de separación al cambiar la volatilidad relativa, a mayor presión
menor volatilidad relativa y por tanto más difícil la separación. Si la capacidad
de la columna esta limitada por el área del condensador, un aumento en la
presión aumentará la diferencia de temperatura disponible en el condensador
(Q = UA T), si la capacidad de la columna está limitada por la carga calórica, un
aumento en presión de la columna aumentará la capacidad de la columna.
La contaminación del producto del tope se controla más efectivamente
aumentando la presión que la rata de reflujo.
Reflujo.
La cantidad de reflujo afecta la calidad del producto y la calidad de la columna
ya que aumenta el grado de separación y la carga calorífica de la columna lo
cual afecta la eficiencia del plato.

La temperatura del reflujo afecta el reflujo interno. Un reflujo subenfriado
requiere mayor cantidad de energía para vaporizar, sin embargo, en caso
donde se tengan limitaciones de bombeo de reflujo el reflujo subenfriado
aumenta el reflujo interno.
Excesivo reflujo produce inundación y por ende mala separación en los platos.
Para cambio en la composición de alimentación no apreciables se recomienda
mantener la razón de reflujo constante o aumentarla máximo un 15% de la
razón mínima de operación y hacer los ajustes en el rehervidor.
Ubicación del plato de alimentación.
Un bajo porcentaje del componente llave liviano en la alimentación, el cual
debe producirse por el tope con gran pureza requiere bajar el plato de
alimentación para aumentar la zona de rectificación.
Por ejemplo en un separador de butanos donde no se requiere mucho
isobutano en el fondo se puede corregir subiendo el plato de carga y
disminuyendo la razón del reflujo.
Temperatura de cargas.
Normalmente es económico que la alimentación entre a su punto de burbuja
por cuanto requiere menos carga el rehervidor, sin embargo, debe evaluarse
económicamente el efecto de llevarlas a su punto de burbujeo o agregar más
calor en el rehervidor cuando la carga entra subenfriada.
Por limitaciones en la capacidad de la columna y del condensador conviene
introducir la carga por debajo de su punto de burbujeo ya que se genera menos
vapor en la zona de rectificación.
b. Factores que afectan la operación de la columna
Variación en la rata de reflujo.
Los resultados experimentales demuestran que la mayor eficiencia en los
platos se obtienen para columnas cargadas entre 85 al 98% del punto de
inundación, debajo del 75% de esta capacidad las eficiencias caen
violentamente.
En torres operando a rata máxima cualquier oleaje en el reflujo puede causar
inundación en los platos del tope y la torre deja de fraccionar. En una torre en
equilibrio y en especificación (tope y fondo) al aumentar la temperatura del
fondo se debe aumentar el reflujo para evitar la contaminación del producto de
tope; caso contrario al bajar la temperatura del fondo se debe contar el reflujo
para evitar la contaminación en el producto de fondo ya que existen menos
vapores para despojamiento.

Variación en la composición de la alimentación.
En condiciones extremas las variaciones de la composición de diseño puede
reducir la capacidad de la planta, o aún más hacer físicamente imposible
producir los productos en especificaciones.
Por ejemplo un 10% de variación en la composición de propano aumentado a
un depropanizador requiere de 1 a 2 platos adicionales o aumento de 33% de
la razón de reflujo, sería necesario bajar la rata de alimentación a la torre hasta
darle flexibilidad de manejo a la columna.
De la misma manera el aumento de livianos en una torre conlleva a afectar la
capacidad de condensación y la presión de la torre, por lo que en algunos
casos es necesario colocar una torre estabilizadora antes para asegurar la
pureza del producto.
Variación en la condición de la alimentación.
Idealmente la alimentación a la columna entre en el punto de burbuja y
parcialmente vaporizada, las experiencias muestran que no es deseable
vaporizar más del 50% de los vapores que salen por el tope de la columna.
El precalentamiento de la alimentación es particularmente usado como medio
de recuperación de energía con productos calientes para ser almacenados en
frío.
Obviamente el efecto de cambio en el contenido calórico de la alimentación se
compensa con mayor condensación en el tope o menor consumo de calor en el
rehervidor.
El incremento o no de calor a la alimentación depende de su composición con
respecto al diseño, cuando existe ineficiencia en el rehervidor aumento de calor
en la carga es recomendable compensado por aumento de reflujo.
Para la ineficiencia en el condensador se reduce el precalentamiento de la
alimentación y el calor necesario es añadido por el rehervidor permitiendo
realizar el fraccionamiento hasta corregir el problema.
c. Problemas operacionales
Fraccionamiento pobre a altas ratas de alimentación. Relación de reflujo
3.5 a 1.0.
a. La eficiencia de los platos se reduce debido a una sobrecarga.
b. Se debe reducir la relación de reflujo para descargar sección de
rectificación.

Funcionamiento inadecuado del rehervidor.
a. Burbujeo de película (vapor binding):
Puede ocurrir cuando el medio de calentamiento se encuentra a excesiva
temperatura o a alta densidad de calor, ocasionando formación de una
película de vapor que evita la transferencia de calor.
b. Oleaje (surging) causas:
1. Mala ubicación de los espaciadores (baffles).
2. El área de salida del vapor es insuficiente.
3. Taponamiento del espacio entre los tubos.
c. Caída de presión:
1. Es crítica en rehervidores tipo termosifón.
2. El tamaño de líneas no es adecuado.
3. La elevación entre el fondo de la torre y el rehervidor es inadecuada.
d. Carga excesiva de calor en el rehervidor:
1. Precalentamiento adicional alimentación (causa)
2. Reducir rata de carga (solución).
3. Posibilidad de reducir reflujo.
e. Torre Inundada:
1. Causas:
a) .Ensuciamiento o incrustaciones que bloquean el flujo.
b) Fallas mecánicas.
c) Obstáculos en los bajantes.
d) Concentración de aguas en los platos.
e) Exceso de reflujo.
2. Detección:
a) Verificar la calidad del producto.
b) Verificar la capacidad.
c) Balance de calor en condensador.
d) Abrir la válvula de purga en los platos.
e) Verificar caída de presión en la torre.
3. Solución operacional, por cambios físicos:
a) Cambiar entrada de calor a la sección.
b) Reducir rata de alimentación.
c) Reducir reflujo.
d) Elevar presión de la torre.
4. Control por cambios mecánicos:
a) Proporcionando más área al bajante.
b) Sustituyendo platos por otros de mayor capacidad.
c) Incrementando espacio entre platos eliminando platos intermedios.

7.- EJERCICIOS
Para el diseño de un despropanizador se tienen los siguientes datos:
Alimentación: A 167ºF y 5222 moles/hr
Composición (mol%): C2: 1,2; C3: 50; iC4: 15; nC4: 16; iC5: 5,3; nC5: 4,2;
C6+: 8,28 y 0% vaporizada (saturada)
Tope: A 121ºF
Composición (mol%): C2: 2.401; C3: 96.026; iC4: 1.516; nC4: 0,061
Fondo: 2276 moles/hr, 235ºF
Composición (mol%): C2: 0; C3: 0,067; iC4: 29,29; nC4: 44.679; iC5:
11,64; nC5: 9.205; C6+: 4.509
Presión promedio del trabajo: 250 psia
De acuerdo a la data anterior se pide calcular:
A. Número de platos mínimo
B. Relación de reflujo mínimo
C. Número de platos teóricos y reales para una relación de reflujo = 2; y
una eficiencia global de platos de 85%.
D. Determinar el plato de alimentación.
8.- RESPUESTA AL EJERCICIO
Para el diseño de un despropanizador se tienen los siguientes datos:
Alimentación: A 167ºF y 5222 moles/hr
Composición (mol%): C2: 1,2; C3: 50; iC4: 15; nC4: 16; iC5: 5,3; nC5: 4,2;
C6+: 8,28 y 0% vaporizada (saturada)
Tope: A 121ºF
Composición (mol%): C2: 2.401; C3: 96.026; iC4: 1.516; nC4: 0,061
Fondo: 2276 moles/hr, 235ºF
Composición (mol%): C2: 0; C3: 0,067; iC4: 29,29; nC4: 44.679; iC5:
11,64; nC5: 9.205; C6+: 4.509
Presión promedio del trabajo: 250 psia
De acuerdo a la data anterior se pide calcular:

A. Número de platos mínimo
B. Relación de reflujo mínimo
C. Número de platos teóricos y reales para una relación de reflujo = 2; y
una eficiencia global de platos de 85%.
D. Determinar el plato de alimentación.
A. Aplicando Fenske pag. del tema de fraccionamiento:
Hk
/
Lk
log
Xd
Xb
Xb
Xd
log
Sm Hk
Lk
α


















=
Donde:
2
Tfondo
Ttop
Taver
average
T
,
P
Hk
Lk
Hk
/
Lk
+
=






α
α
=
α
P = 250 psia
F
º
178
2
235
5
,
121
Taver =
+
=
En diagramas de equilibrio en el G.P.S.A. Data Book a P = 250 psia y T =
178ºF.
KC3 = 1,70
KiC4 = 0,89
mínimos
platos
16
o
79
,
15
Sm
89
,
0
70
,
1
log
15
,
0
3
,
0
0007
,
0
96
,
0
log
Sm =
→


















=
B. Aplicando underwood pag. Tema de fraccionamiento en donde Q = 1 por estar
la alimentación saturada y 0% vaporizada la ecuación queda:
( )
( ) ( )
( ) ( )Hk
XD
D
Hk
Xf
L
Lk
Xd
D
Lk
Xf
L
Hk
Xf
Lk
)
Xf
(
kHk
klk
F +
+
=






a P = 250 psia y T = 167ºF en el data book KC3 = 1,55 y KiC4 = 0,78
D = F – B = 2946 mol/hr
( )
( ) 015
,
0
x
2946
5
,
0
L
96
,
0
x
2946
5
,
0
L
15
,
0
50
,
0
x
78
,
0
55
,
1
+
+
=












Despejando Lmin tenemos:
(L) min = 5175,5 en donde (L/D) min = 1,75
C. Aplicando la relación de Gilliland para L/D = 2

( )
[ ] 0833
,
0
1
2
75
,
1
2
1
D
/
L
min
D
/
L
D
/
L
=
+
−
=
+
−
Cortando en la grafica de la pag. tema de fraccionamiento e interceptando el
eje de las abcisas tenemos que:
( )
56
,
0
1
S
Sm
S
=
+
−
S = 37,6 o 38 platos teóricos
Eficiencia = 0,85
S = 44,7 o 45 platos reales
D. Usando la relación de Kirkbride, pag. del tema de fraccionamiento.
( )
( )
( )
( ) 



















=
2
Hk
Xd
Lk
Xb
Lk
Xf
D
Hk
Xf
B
log
206
,
0
M
N
log
( )( )
( )( ) 



















=
2
015
,
0
0007
,
0
5
,
0
2946
15
,
0
2276
log
206
,
0
M
N
log
2671
,
0
M
N
log −
=
5405
,
0
M
N
= como N + M = 45
Plato de alimentación = 15,78 o plato Nro. 16

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