Mc Cabe Thiele Explicacion

CONTENIDO Método McCabe – Thiele • Fundamento • Flujos de entrada y salida, calor suministrado por el rehervidor y calor retirado en el condensador • Líneas de operación 9 Zona de rectificación 9 Zona de agotamiento 9 Zona de alimentación • Relación de reflujo 9 Limite de operabilidad: reflujo total y mínimo 9 Reflujo óptimo 9 Reflujo subenfriado 9 Vapor sobrecalentado al plato inferior • Número de etapas ideales 9 Numero mínimo y máximo de etapas ideales 9 Localización del plato de alimentación. • Numero de etapas reales 9 Eficiencia Global 9 Eficiencia de Murphree 9 Eficiencia puntual

Método McCabe-Thiele. Fundamento Es un método grafico basado en el método de Lewis, Lewis mediante el cual se puede determinar el numero de platos o etapas teóricas necesarias para la separación de una mezcla binaria, usa balances de materia con respecto a ciertas partes de la torre, torre para obtener las líneas de operación y la curva de equilibrio y-x para el sistema. Es adecuado en aquellos casos donde los componentes de la mezcla binaria a separar son de tal naturaleza que sus mezclas tienen un comportamiento cercano a la idealidad. 1 8

0,9 0,8 5

0,7 0,6 0,5 0,4 03 0,3 1

0,2 R

0,1 0 0

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9

1

El modelo matemático fue desarrollado bajo el supuesto:

Caudales molares de vapor y liquido constantes en cada sector Calor de mezcla despreciable

Igualdad de calores latentes molares de los componentes de la mezcla. Calor latente molar de vaporización de la mezcla independiente de la composición

Columna es perfectamente adiabática

Variación de las entalpias especificas de ambas fases es despreciable frente al calor latente de vaporización

¿Qué influye sobre las desviaciones de esta condición? 1. Para series homologas, el calor molar de vaporización generalmente aumenta con el peso molecular. Para condiciones próximas a las isotérmicas, esto da lugar a una disminución del flujo molar de vapor a medida que se desciende en las etapas.

2. La temperatura disminuye al ascender en las etapas. Esto da lugar a un aumento del calor molar de vaporización, pero a una disminución del calor sensible tanto del liquido como del vapor para una especie dada.

Cuando se necesitan mas de 25 etapas teóricas

Solo es aplicable a mezclas binarias

Cuando las relaciones de reflujos son menores a 1,1Rmin

LIMITACIONES DEL MÉTODO MCCABE – THIELE THIE E

No es recomendable cuando hay diferencias de temperaturas importantes entre plato y plato.

No da información directa de los requerimiento s energéticos

Fase de la alimentación

Naturaleza del condensador, total o parcial

Relación de reflujo mínima

¿Qué es necesario conocer para aplicar el método?

La composición del destilado y del fondo o especificaciones p del producto deseado

Presión de la columna, (se considera constante))

Número mínimo de etapas necesarias, Nmin

Número de etapas de equilibrio

Mediante el método se puede determinar

Reflujo mínimo, Rmin

Plato óptimo de alimentación

Desarrollo del Método McCabe - Thiele ( 1. Balances externos en la columna (entorno rojo): para determinar los flujos y composición de las corrientes de entrada y salida de la columna y los requerimientos de calor necesario. a.

Balance de materia global: F=D+B

b.

(1)

Balance de materia por componente: F*xF = D*xD + B*xB

(2)

c. Balance de energía: F*HF + QR = D*HD + B*HB + QC

(3)

2. Líneas de operación p en la zona de

V1 yV1

1

V1

L1

V2

L2

rectificación de la columna Lo

D, D xD

a. Sección de rectificación (entorno azul) a.1. Balance de materia global: Vn = Ln-1 +D

(4)

a.2. Balance de materia por componente: n Vn

Ln-1

Vn*yn = Ln-1*xLn-1 + D*xD

(5)

Transformando la ecuación (5) en la ecuación de la recta, se obtiene (6) Del supuesto de McCabe-Thiele, los flujos molares son constantes: L1 = L2 = …… = Ln-1 V1 = V2 = …… = Vn Línea de operación en la (7) zona de rectificación

Si R = L/D Realizando un balance de materia en el condensador: V=L+D

(8)

Al dividir di idi la l ecuación ió (8) entre t V y entre t D, D se obtienen las siguientes ecuaciones: (10)

(9) Sustituyendo (10) en (9) resulta:

(11) ( )

Y la ecuación de la línea de operación de la zona de enriquecimiento en función de la relación de reflujo es: Línea de operación de la zona de rectificación en función de la relación de reflujo

(12)

T Trazado d de d la l línea lí de d operación ió en la l zona de d rectificación tifi ió 1,000

y1

1.

0,900

Línea de operación de la zona de rectificación con pendiente L/V

0,800

0,700

y2

x2 x1

y, frac ccion molar de pen ntano

y3

2.

0,600

3.

0,500

0,400

0,300

4.

0,200

0,100

0,000

xB

, 0,000

0,100 ,

0,200 ,

0,300 ,

xF 0,400 , 0,500 , 0,600 , 0,700 , x, fraccion molar de pentano

0,800 ,

0,900 ,

xD

1,000 ,

Se traza el diagrama de equilibrio y-x y la línea y=x Se ubican en el diagrama las composiciones las corrientes de alimentación (xF), tope ((xD) y fondo ((xB)). Se determina la pendiente y/o el punto de corte de la línea de operación de la zona p de rectificación. A partir de xD se traza una línea con p ((L/V)) pendiente ó R/(R+1) o se utiliza el punto de corte xD/(R+1)

Construcción de la grafica para el plato superior Utilizando un condensador total

Utilizando un condensador parcial p

b Sección de agotamiento b. b.1 Balance de materia global Ln = Vn+1 + B

(13)

b.2. Balance de materia en el componente más volátil Ln*xLn = Vn+1*yVn+1 + B*xB

Ln xLn L

Vn+1 yVn+1 V +1

Ln+1

Vn+2

VN+1

(14) LN

Despejando de la ecuación (14) yVn+1 se obtiene, ((15)) Tomando en cuenta la asunción de McCabe-Thiele, flujos molares constante en cada sección de la columna, columna la ecuación (15) toma la forma, (16)

B xB

Trazado de la línea de operación en la zona de agotamiento

2.

3.

4 4.

Se traza el diagrama de equilibrio y-x y la línea y =x. =x Se ubican en el diagrama de equilibrio las composiciones de las corrientes de entrada y salida de la columna, xF y xB. A partir de (xB ; yB) se traza una línea con pendiente L’/V’ o se ubica en el eje y el punto de corte B*xB/V’ y se traza la línea que pase por (xB ; yB) y se prolonga hasta la curva de equilibrio Luego se trazan las etapas teóricas de la zona de agotamiento

1,000

0,900

0,800

0,700

y, fraccion molar de pentano y

1.

0,600

0,500

Línea de operación de la zona de agotamiento de pendiente L’/V’

0,400 Rehervidor

0 300 0,300

0,200

0 100 0,100

0,000 0,000

xB 0,100

0,200

0,300

xF 0,400 0,500 0,600 0,700 x, fraccion molar de pentano

0,800

0,900

1,000

c. Sección de alimentación En el plato donde se introduce la alimentación puede variar la velocidad del liquido o la del vapor, o la de ambos, dependiendo de la condición térmica de la alimentación. En la figura 1 se representan en forma esquemática las corrientes de liquido y vapor que entran y salen del plato de alimentación, para diferentes condiciones térmicas de la alimentación. (McCabe, W., Smith, J., Harriot, P., 2007) L

V

Liquido saturado

Liquido frio

Plato de Alimentación

L

V

Mezcla de dos fases

Plato de Alimentación L’

V’

V’

L’ = L+F V = V’ Vapor saturado

L

L’

V’

L’ > L V’ < V

V

Vapor Sobrecalentado

Plato de Alimentación L’

V

Plato de Alimentación L’

L’ > L V’ > V

L

V’

L = L’ V = V’ +F

L

V

L’

V’

Plato de Alimentación

L’ > L V’ < V

La contribución de la alimentación al flujo interno de liquido es q*F y la contribución de la alimentación al flujo interno de vapor es (1 –q) –q)*F F La “calidad” q, se define como la relación entre la cantidad de calor necesario para vaporizar un mol de alimentación a las condiciones de entrada y el calor latente de vaporización de la alimentación ó los moles de liquido que fluyen en la sección de agotamiento como consecuencia de la introducción de cada mol de alimentación.

Figura 2. Relación entre los flujos por encima por debajo del plato de alimentación (Geankoplis, C. J., 1998)

Al aplicar un balance de materia y energía en el plato de alimentación, se obtienen las siguientes ecuaciones: F + Vm + Ln = Vn + Lm FhF + VmHm + Lnhn = VnHn + Lmhm

(17) (18)

Si se considera derrame molal constante, constante no variaran las entalpias de vapor ni las de líquido, de una etapa a otra. Así, HV = Hm = Hn y hL =hn = hm y la ecuación (18) se puede escribir de la siguiente forma: FhF + (V’ – V)HV = (L’ – L)hL

(19)

Si Vm = V’, Vn = V, Lm = L’ y Ln = L Combinando las ecuaciones (17) y (19) se obtiene:

donde: p de la alimentación al p punto de rocío HV: entalpia hL: entalpia de la alimentación al punto de ebullición (punto de burbuja) hF: entalpia de la alimentación a condiciones de entrada

Por tanto, tanto q tiene los siguientes limites numéricos para las distintas condiciones: Si la alimentación es liquido saturado, hF = hL y q = 1. Si la alimentación es liquido frio, hF < hL y q > 1 Si la alimentación es vapor saturado, hF = HV y q = 0 Si la alimentación es mezcla de dos fases, fases HV < hF < hL y 0 < q < 1 Si la alimentación es vapor sobrecalentado, hF > HV y q < 0

0 < q < 1,0

q = 1,0

q > 1,0

q=0 q<0

Figura 3. 3 Localización de la línea q a varias condiciones de alimentación

Si la alimentación es liquido frio, el valor de q se obtiene a partir de la ecuación (20) Para vapor sobrecalentado la ecuación es

(21)

donde: CpV, CpL: Calor especifico del vapor y el liquido, respectivamente. Tb, TR : Temperatura de burbuja y de rocío, respectivamente. λ: Calor latente de vaporización TF: Temperatura de la alimentación Los flujos de liquido y vapor por encima y por debajo del plato de alimentación están relacionados por las ecuaciones que se muestran a continuación L’ = L + q*F y

y L’ – L = q*F

V = V’ + ((1 – q) q)*F y

V – V’ = ((1 –q)*F q)

(22) ((23) 3)

En el plato de alimentación se cruzan las líneas de operación de la zona de enriquecimiento y la zona de agotamiento es decir, yenriq = yagot y xenriq = xagot Como las y y las x son iguales en el punto de intersección, se pueden restar las ecuaciones (16) de la (7) y obtener, y(V’ – V) = x(L’ - L) - (D*xD + B*xB)

(24)

(2) (22) y (23) en la ecuación (24) se Al sustituir las ecuaciones (2), obtiene la ecuación de la línea de operación de la zona de alimentación,, ó

Ejercicios j de aplicación. p Calcular de la pendiente de la línea de alimentación para los casos siguientes: g 1. Una alimentación de dos fases, con 80% en forma de vapor, a las condiciones de la columna. columna 2. Una alimentación de vapor sobrecalentado, donde 1 mol de liquido se e evapora apo a e en la a e etapa apa de a alimentación e ac ó po por cada 9 moles o es de alimentación que entran. 3. Una alimentación liquida q subenfriada p promedio del liquido q es 35 ºF. La capacidad calorífica es 30 Btu/lbmol.ºF y λ = 15000 Btu/lbmol. 4. Una mezcla de etanol y agua, formada por 63% en peso de etanol, se alimenta a 40ºC. La presión es 1,0 kg/cm2.

T bl 1 Tabla 1. R Resumen d de llas condiciones di i d de lla alimentación. li t ió Tipo p de alimentación

T

hF

q

f

pendiente p

Liquido subenfriado

TF < Tb,F

hF > hL

q>1

f<0

> 1,0

Liquido saturado

TF = Tb,F

hL= hF

q=1

f=0

∞

0
0
Negativa

q=0

f=1

0

q<1

f>1

1 > pendiente di t

Mezcla de dos Tb,F
Fuente: Wankat, Wankat P P. 2008

TF > TR,F

hF > HV

Trazado de la líneas de operación de las tres secciones de la columna 1,000

0 900 0,900

0,800

0 700 0,700

y y, fraccion molar d de pentano

La línea de operación de la alimentación se deduce de la i t ió d l intersección de la línea de operación de la zona de enriquecimiento y la zona de agotamiento. Por ello representa todos los lugares posibles en los que se pueden cruzar las dos líneas para determinada alimentación (xF, qF)

0,600

0,500 0 00

xD/(R+1) 0,400

0,300 xD/(R+1) 0,200

0,100

0,000 0,000

xB

0,100

0,200

0,300

0,400

xF

0,500

0,600

0,700

x fraccion molar de pentano x,

0,800

0,900

xD

1,000

Trazado de la líneas de operación de las tres secciones de la columna 1,000

0,900

0,800

0,700 y y, fraccion molar de d pentano

Igualmente, si la relación de reflujo esta fija fija, la línea de operación de la zona de enriquecimiento esta fija, fija pero si la condición térmica de la alimentación, q, varia el punto de intersección, como se observa en la figura.

0,600

0,500

0,400

0,300

xD/(R+1)

0,200

0,100

0,000 0,000

xB

0,100

0,200

0,300

xF

0,400 0,500 0,600 0,700 x, fraccion molar de pentano

0,800

xD

0,900

1,000

T bl 2. Tabla 2 Líneas Lí del d l diagrama di McCabe-Thiele M C b Thi l Línea 1.

2.

3 3.

4.

Cual línea describe

Línea de balance de Balance de componente componente de la sección de en la sección de rectificación (operación) rectificación Línea de balance de componente de la sección de agotamiento (operación) Lí Línea aq

Línea diagonal de 45º

Balance de componente en la sección de agotamiento L Localización li ió de d los l puntos de intersección de las líneas de balance de componentes de las secciones i d agotamiento de t i t y de rectificación a. Ubicación de los puntos donde x = y b b. A reflujo total representa las líneas de balance de componentes

Pendiente

L/V

L’/V’

Punto a través del cual pasa la línea (xD, xD) si es condensador total (yD, yD) si es condensador parcial (xB, xB)

(xF, xF)

1,0

(0, 0) y (1,0 , 1,0)

Aprendiste p a hacer los balances externos,, ahora estas en capacidad p de responder lo siguiente: 1. ¿Cómo funciona una columna de destilación a contracorriente? 2. un esquema e identifique las partes de de 2 Haga H id tifi l t d un sistema i t d destilación: d til ió explique el funcionamiento de cada parte y el régimen de flujo de cada plato. 3. Plantee y resuelva balances externos de masa y energía para sistemas de destilación binaria. 4. Una columna de destilación recibe una alimentación formada por 40% mol de pentano y 60% mol de hexano. La alimentación es 2500 lbmol/h y la temperatura de la alimentación es 30ºC. La columna esta a 1 atm. Se usa un condensador d d total. t t l El reflujo fl j es un líquido lí id saturado. t d La L relación l ió de d reflujo fl j es L/D = 3. Las colas del vaporizador parcial contienen 99,8% mol de n-hexano. Deduzca las ecuaciones para: D, B, QR y Qc. Datos: λC5 = 11,365 Btu/lbmol λC6 = 13,572 Btu/lbmol CpL,C5 = 39,7 (Suponerlo constante) C L,nC6 = 51,7 Cp 51 7 (Suponerlo (S l constante) t t ) CpV,C5 = 27,45 + 0.08148T – 4.538x10-5T2 + 10.1x10-9T3 CpV,nC6 = 32,85 + 0.09763T – 5.716x10-5T2 + 13,78x10-9T3 Estando T en ºC y Cp pL y Cp pV en cal/(gmol (g ºC)) ó Btu/(lbmol ( ºF))

Condiciones limites de operación. p Relación de reflujo total. 1. Indica la máxima cantidad de condensado que regresa a la columna. 2. El numero de etapas teóricas es mínima y la altura de la columna es pequeña 3. El diámetro de la columna es grande 4 El calor l en ell rehervidor h id es alto. lt 4. En la parte superior de la columna como todo el vapor se va a reflujo, L = V , D = 0, L/V = 1,0 y L/D = ∞ i igualmente l t en la l parte t inferior i f i de la columna, L’ = V’, B = 0 y L’/V’ = 1,0. Las dos líneas de operación se convierten en la línea y = x Figura 5 Reflujo total: A) Columna, B) diagrama McCabe - Thiele

Relación de reflujo j mínima: (L/D) ( )min ó ((L/V))min 1. Indica la cantidad máxima de liquido que sale como producto destilado 2. El numero de etapas teóricas es máxima, por ende la altura de la columna es infinita 3. El diámetro de la columna es pequeño 4. El calor en el rehervidor es bajo

En el punto de estricción no cambian las concentraciones de liquido y vapor de una etapa a otra.

Figura 6. Reflujo mínimo: A) estricción en la etapa de alimentación, B) estricción tangente. Fuente: Wankat, P. 2008

Relación de reflujo de operación

(1 + 2)

(1)

1 2 Rmin < Rop < 1 1,2 1,5R 5Rmin

(2)

Figura 7. Representación grafica del costo anual, costo fijo y costo total frente a la relación de reflujo (L/D); para la determinación de la relación de reflujo j óptima p ((L/D))optima

Reflujo subenfriado y vapor sobrecalentado al plato inferior Como el reflujo y el vapor de fondo son entradas a la columna, se debe esperar el mismo comportamiento si esas corrientes están subenfriadas o sobrecalentadas. El reflujo subenfriado se presenta con frecuencia si el condensador esta a nivel del suelo. suelo Entonces se requiere una bomba para regresarlo a la parte superior de la columna. Un liquido saturado provocara cavitación y dañara la bomba; entonces se debe subenfriar el liquido para poder bombearlo. Igualmente, la pendiente de la línea de operación de la zona de enriquecimiento, L/V, no puede calcularse en forma directa a partir de la relación de reflujo externo, L/D, porque L y V cambian en el plato superior. Cuando el reflujo esta sobreenfriado se debe agregar un plato adicional para (Kister 1990) calentar el reflujo (Kister, Una entrada de vapor directo sobrecalentado o un vapor sobrecalentado dirigido al plato inferior procedente de un vaporizador total causaran evaporación del liquido dentro de la columna. Esto equivale a un aumento neto de la relación de vapor al fondo, V’/B, y hace que la pendiente de la línea de operación en la zona de agotamiento tienda a 1,0 (Wankat, P., 2008).

Numero de p platos teóricos

Si ell condensador d d es total

1,000

1 0,900

2 0,800

0,700

y,, fraccion molar de e pentano

3 0,600

0,500

0,400

R

0,300

xD/(R+1) 0,200

La columna consta de 3 etapas teóricos + un calderin

0,100

0,000 0,000

xB

0,100

0,200

0,300

0,400

xF

0,500

0,600

0,700

x fraccion molar de pentano x,

0,800

0,900 xD 1,000

Si la columna consta de un condensador parcial (C) y un rehervidor parcial (R ) 1,000

C 0,900

1 0,800

0,700

2 y,, fraccion molar de e pentano

La columna consta de 2 etapas teóricos + un condensador parcial + un rehervidor

0,600

0,500

0,400

R

0,300

xD/(R+1) 0,200

0,100

0,000 0,000

xB

0,100

0,200

0,300

0,400

xF

0,500

0,600

0,700

x fraccion molar de pentano x,

0,800

0,900 xD 1,000

Numero de p platos teóricos

En el punto “2” se identifican la composición de la fase liquida de la etapa t y la composición de la fase de vapor de la p inferior a la t,, etapa p etapa t-1 En el punto “3” se lee la composición de la fase liquida y de vapor en equilibrio de la etapa t-1.

L Localización li ió de d la l etapa t de d alimentación li t ió La localización de la etapa de alimentación esta en el punto de cambio para el trazado de las etapas entre la línea de operación de la zona de enriquecimiento y la curva de equilibrio y el trazado de las etapas entre la línea de operación de la zona de agotamiento y la curva de equilibrio 1 C 2 1 3

Si la columna consta de un condensador total la etapa optima de alimentación es la 3

2

Si la columna consta de un condensador parcial la etapa optima de alimentación es la 2

L Localización li ió de d la l etapa t de d alimentación li t ió (Cont.) (C t )

(A)

(B)

Figura 8. Localización de la etapa de alimentación: A) Localización de la etapa de alimentación por encima de la etapa optima. optima B) Localización de la etapa de alimentación por debajo de la optima Fuente: Maddox, R y Hines, A. 1985

¿Como influye el número de etapas y la posición del plato de alimentación en el rendimiento de la columna?

N Numero d de etapas t reales: l Eficiencia Efi i i La eficiencia indica la desviación de la idealidad, permite comparar el funcionamiento de una etapa real y una de equilibrio. equilibrio Existen tres tipos de eficiencia de platos: 1)) Eficiencia g global ((εo), se refiere a toda la columna 2) Eficiencia de Murphree (εMV ó εML), se aplica a un solo plato 3) Eficiencia local o puntual (εP), se refiere a una localización especifica en un plato determinado. La eficiencia global se define como la cantidad de etapas de equilibrio necesarias para la separación, dividida entre la cantidad real de etapas requeridas: En la cantidad de etapas reales o de equilibrio no se incluyen condensadores parciales ni rehervidores parciales

Efi i Eficiencia i de d Murphree M h La eficiencia de Murphree del vapor es la variación de la composición del vapor al pasar de un plato al siguiente, siguiente dividida entre la variación que tendría lugar si el vapor que sale estuviese en equilibrio con el liquido que sale del plato (McCabe, W; Smith, J y Harriot, P. 2007).

(24)

Figura 9. Una sección del diagrama donde se observan cada una de las concentraciones involucradas en la eficiencia de Murphree (Fuente: Kister, H. 1992)

Una vez conocida la eficiencia de Murphree para cada etapa, será fácil usarla en un diagrama McCabe-Thiele, (Figura 26), yn esta dado por (25)

El trazado de la curva de pseudoequilibrio permite determinar el plato optimo real de alimentación y el numero de etapas reales. Observe que el rehervidor parcial se considera por separado, porque tendrá una eficiencia diferente a l del la d l resto t de d la l columna l Figura 10. Diagrama McCabe-Thiele p para εMV g g Fuente: Wankat, P. 2008

Para obtener eficiencias elevadas en cada etapa • El tiempo de contacto debe ser largo para que ocurra difusión •La La superficie interfacial entre las fases debe ser grande • La turbulencia debe ser relativamente alta para obtener elevados coeficientes de transferencia de masa. Si el gas burbujea lentamente a través de los orificios del plato, las burbujas son grandes, y la superficie interfacial por unidad de volumen de g gas es p pequeña, q el liquido q esta relativamente tranquilo q yg gran p parte de él pasa sobre el plato sin hacer contacto con el gas. Si la velocidad del gas es relativamente elevada, el gas se dispersa totalmente en el liquido el cual a su vez es agitado hasta formar espuma y a su vez las áreas interfaciales son grandes. Sin embargo, Si b esto t puede d ocasionar: i • Arrastre de liquido: reduce el cambio de concentración en la etapa y por ende afecta la eficiencia del plato. • Elevadas caídas de presión: Inundación Inundación,

Métodos empíricos para el calculo de la eficiencia Drickamer y Bradford presentan una correlación netamente empírica que relaciona la eficiencia del plato con una viscosidad seudomolal de la alimentación de la columna de fraccionamiento. Ludwig dice que esta correlación es buena para los hidrocarburos, los hidrocarburos clorados, los glicoles, la glicerina y los compuestos relacionados, y para algunas absorbedoras y separadoras ricas en hidrocarburos.

O’Conell presento una correlación empírica como una función de la viscosidad de la alimentación y la volatilidad relativa de los componentes claves. Ludwig recomienda que se use la correlación para absorbedoras, solo en áreas donde da una eficiencia mas baja que la correspondiente para fraccionadoras de Drickamer y Bradford (Fuente: Branan, C., 2000) Figura 11 11. Correlaciones empíricas para eficiencias en torres de destilación y absorción (Fuente: Ludwig, E., ).

Resumen del procedimiento de análisis de McCabe-Thiele 1. Trace una figura de la columna e identifique todas las variables conocidas. conocidas 2. Para cada sección: a. Trace una envolvente de balance de masa. Se quiere que esta envolvente corte las corrientes desconocidas de líquido y vapor en la sección, y las corrientes conocidas (alimentaciones, productos especificados o salidas laterales especificadas) Mientras menos corrientes haya, especificadas). haya los balances de masa serán más simples. Este paso es importante porque determina la facilidad de los pasos siguientes. b. Escriba los balances de masa general y del componente mas volátil c. Deduzca la ecuación de operación d. Simplifique p q e. Calcule todas las pendientes, ordenadas al origen e intersecciones.

Resumen del p procedimiento de análisis de McCabe-Thiele (Cont.) 3. Formule ecuaciones de las líneas de alimentación. Calcule q, pendientes e intersecciones con y = x. x 4. Para las líneas de operación y alimentación: a. Grafique todas las líneas de operación y alimentación que se pueda b. Si no es posible graficar todas las líneas de operación, escale las etapas, si se especifica el lugar de la etapa o de cualquier alimentación o salida lateral c. Si es necesario, realice los balances externos de masa y energía. Use los valores de D y B obtenidos en el paso 2 d. Cuando haya graficado todas las líneas de operación, escale las etapas, determine los lugares del plato óptimo de alimentación y la cantidad total de etapas. Si lo desea, calcule p un número fraccionario de etapa.

Selección de las condiciones de operación •La composición

y flujo de la alimentación están usualmente

especificados. •Las especificaciones de los productos, pueden expresarse en términos de pureza de los productos o recuperación de cierto componente. Los parámetros a seleccionar el diseñador incluyen: ƒ Presión de operación ƒ Relación de reflujo ƒ Condición de la alimentación ƒ Tipo de condensador

1. Presión de Operación 1.1. Si la presión de operación es elevada: o La separación resulta más difícil (la volatilidad relativa disminuye), se requieren mas etapas o aumentar el reflujo. o El calor l latente l d vaporización de i ió disminuye di i así, í ell calor l suministrado i i d por el rehervidor y retirado en el condensador será menor o La L densidad d id d del d l vapor incrementa, i t por tanto t t ell diámetro diá t de d la l columna será menor o La temperatura en el rehervidor incrementa con la limitante de la descomposición térmica del material que esta siendo vaporizado, causando excesivo ensuciamiento. ensuciamiento o La temperatura en el condensador incrementa.

1.1.1. Si se usa condensador total, el producto de tope es liquido, la presión de operación debe ser fijada tomando en cuenta: • Si se utiliza como fluido de enfriamiento agua, el punto de burbuja del producto de tope debe ser alrededor de 10 ºC por encima de la temperatura del agua de enfriamiento en verano • Si se utiliza aire como fluido de enfriamiento, enfriamiento el punto de burbuja del producto de cabeza debe ser típicamente 20 ºC superior a la temperatura del aire en verano. • La presión debe ser la atmosférica si alguna de las condiciones anteriores permiten la operación al vacio.

1.1.2. Si se usa condensador parcial, el producto de tope es vapor, la presión de operación debe ser fijada tomando en cuenta: • Si se utiliza como fluido de enfriamiento agua, el punto de burbuja del producto de tope debe ser alrededor de 10 ºC por encima de la temperatura del agua de enfriamiento en verano • Si se utiliza aire como fluido de enfriamiento, enfriamiento el punto de burbuja del producto de cabeza debe ser típicamente 20 ºC superior a la temperatura del aire en verano. • La presión debe ser la atmosférica si alguna de las condiciones anteriores permiten la operación al vacio.