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Operaciones Unitarias II: Destilación – Tablas y correlaciones 1 de 26

UTN Facultad Regional Delta – Departamento de Ingeniería Química

DESTILACIÓN

1. Constantes de equilibrio líquido-vapor para hidrocarburos [Apéndice D-2 Foust

2ª ed.]



2. Constantes de equilibrio líquido-vapor para hidrocarburos [Tabla D-2d Foust 2ª

ed.]





3. Constantes de equilibrio líquido-vapor para hidrocarburos, en sistemas de

hidrocarburos livianos [Fig. 3-14 Perry 7ª ed.]

3.1 Rango de bajas temperaturas



3.2 Rango de altas temperaturas



4. Diagrama de equilibrio y entalpía-concentración para el sistema binario

amoníaco-agua a 100 psia [Apéndice D-17b Foust 2ª ed.]



5. Condiciones y dimensiones generales recomendadas para las torres de platos

[Tabla 6.1 Treybal 2ª ed.]



6. Dimensiones recomendadas para torres de platos perforados [Tabla 6.2 Treybal

2ª ed.]



7. Coeficiente de descarga para flujo de gases en platos perforados [Fig. 14-30

Perry 7ª ed.]

8. Lloriqueo en platos perforados [Fig. 14-27 Perry 7ª ed.]

9. Factor de aireación para platos perforados [Fig. 14-32 Perry 7ª ed.]

Estas curvas se ajustan a la

expresión:

donde

1,679F ln 0,269- W

Q ln 0,0825β L +

=

Gh ρUF =

La abscisa es la altura de líquido

sobre el plato: hW+h1. La altura hσ

de la ordenada tiene relevancia en

sistemas espumantes.



10. Arrastre fraccionario para platos perforados [Fig. 6.17 Treybal 2ª ed.]

Para el rango de Vn/Vf comprendido en 0,6−0,9 las curvas de arrastre han sido ajustadas satisfactoriamente

las siguientes expresiones analíticas:

( )[ ]( )[ ]28090lnAbs 57930Abs07850

f

n2

2

V

V12147lnAbs 29442lnAbs0,1868 expE

,,ln,exp

,,

+−−

−−−=

11. Correlación de Gilliland [Fig. 13.41 Perry 7ª ed.]



12. Eficiencia global de platos en absorbedores de platos de capucha [Figura 6.24

Treybal 2ª ed.]

Puede utilizarse con cuidado también para aproximaciones para platos perforados y de válvula.

13. Eficiencia global de platos en torres de destilación de platos de capucha para

hidrocarburos y mezclas similares [Fig. 6.25 Treybal 2ª ed.]

Puede utilizarse con cuidado también para aproximaciones para platos perforados y de válvula.



14. Destilación de mezclas binarias – Métodos analíticos

14.1 Ecuación de Fenske

Este método se basa en las ecuaciones del Método gráfico de McCabe-Thiele. Con esta

ecuación se calcula el número mínimo de platos a partir de las condiciones terminales xD

y xW en función de la volatilidad relativa α. A continuación se realiza un análisis

comenzando por los platos de la zona de agotamiento.

Aplicando la definición de volatilidad relativa al rehervidor (asumido como plato teórico)

resulta:

( ) ( )WW

WW

x1y1

xy

−−=α o bien

( ) ( )W

WW

W

W

x1

x

y1

y

−=

−α

La condición de platos mínimos se cumple a reflujo total, cuando la LOZA se confunde

con la línea de 45º. Luego, yW=xN y reemplazando:

( ) ( )W

WW

N

N

x1

x

x1

x

−=

−α

Procediendo con el plato N:

( ) ( )N

NN

N

N

x1

x

y1

y

−=

−α

Combinando con las dos expresiones anteriores llegamos a:

( ) ( )W

WWN

N

N

x1

x

y1

y

−=

−αα

Procediendo de esta manera plato a plato hasta el plato 1 (asumiendo condensador total):

( ) ( ) ( )W

WWN21

D

D

1

1

x1

x

x1

x

y1

y

−⋅⋅⋅=

−=

−αααα

Ahora bien, el producto de las volatilidades relativas calculadas en cada etapa de

equilibrio puede expresarse como:

1NWN21

+>=<⋅⋅⋅ ααααα

donde <α> es la media geométrica de las volatilidades. A los fines prácticos podemos

estimarla con los valores extremos de las volatilidades relativas, es decir W1ααα >≅< .

La expresión final resulta entonces:

( ) ( )W

W1N

D

D

x1

x

x1

x

−>=<

−+α

Cabe aclarar que N+1 corresponde al número mínimo de platos teóricos Nmín, incluido el

rehervidor asumido previamente como plato teórico. Finalmente la expresión puede

reordenarse a:



( )( )

><

−

−=

αln

x

x1

x1

xln

NW

W

D

D

mín

14.2 Fórmula de Underwood

Este método también está basado en las ecuaciones del Método gráfico de McCabe-

Thiele. En la condición de reflujo mínimo Rmín coinciden la recta de alimentación, la

LOZR y la curva de equilibrio:

( )1αx1

x y

++=

α curva de equilibrio

1R

xx

1R

Ry

mín

D

mín

mín

++

+= LOZR

1q

xx

1q

qy

F

−+

−= línea de alimentación

Combinando las tres ecuaciones se llega a la expresión:

( ) ( )( ) ( )

( )( ) ( )( )DFmín

mínFD

DFmín

DFmín

x11qx11R

1Rx1qx

x1 qx1R

x qxR

−−+−+

++−=

−+−

+α

La cual admite solución analítica para Rmín para alimentaciones correspondientes a las

condiciones térmicas dadas por q=0 y q=1:

( )( )

−

−−

−=

F

D

F

Dmín

x1

x1

x

x

1

1R α

α q=1, líquido saturado

( )( )

1y1

x1

y

x

1

1R

F

D

F

Dmín −

−

−−

−= αα

q=0, vapor saturado

Para otros valores de q se debe proceder por prueba y error suponiendo Rmín para

satisfacer la ecuación.

14.3 Correlación de Gilliland

Para el cálculo del número de platos teóricos N para una relación de reflujo R particular,

conocidos Nmín y Rmín, se utiliza la correlación gráfica de Gilliland (ver §11) o alguna

ecuación que la aproxime, por ej.:

−

+

+−=

+

−0,5

mín 1

117,211

54,41exp1

1N

NN

ϕ

ϕ

ϕ

ϕ donde

1R

RR mín

+

−=ϕ



15. Destilación de mezclas multicomponentes

En general en una columna sólo es posible separar un producto de tope y uno de fondo de

calidad especificada. Vale decir, si se tienen n componentes en una mezcla y se quiere

separarlos uno de otros, serán necesarias n-1 columnas de destilación. Cuando sólo se

quiere separar dos productos de calidad determinada sólo es necesaria una columna.

15.1 Componentes clave

En la columna de destilación se tienen tres corrientes: la alimentación, el producto de

tope y el producto de fondo. Cuando la alimentación es un sistema multicomponente, la

composición del producto de tope y la del producto de fondo se especifican únicamente

por la composición de un componente en cada corriente, denominados componentes

claves de la mezcla. Conviene, al principio, listar los componentes de la alimentación

siguiendo el orden de su volatilidad relativa. A los componentes más volátiles se les

llama ligeros; a los menos volátiles, pesados. Con frecuencia habrá un componente, el

componente clave ligero, que está presente en el residuo en cantidades apreciables,

mientras que los componentes más livianos que él se encuentran en cantidades

insignificantes. En forma similar, en el destilado habrá una cantidad apreciable de un

componente, el componente clave pesado, mientras que los más pesados que él están en

cantidades no significativas.

La dificultad de la separación, medida por el número de platos que se requieren para una

relación de reflujo dada, está determinada por las concentraciones de los componentes

claves de los productos. Generalmente son aquellos cuyas separaciones se han

especificado. Las volatilidades relativas siempre pueden expresarse con respecto al clave

pesado, es decir, para el componente i: ( ) ( )CPiCP i, xyxyα = .

15.2 Balance de materia

Para resolverlo se supone en primera instancia que en el tope las composiciones de los

componentes más pesados que el clave pesado son cero, mientras que en el fondo las

composiciones de los componentes más livianos que el clave liviano también se

consideran cero. Cuando los componentes clave son seguidos en volatilidad, un simple

balance para esos componentes resuelve el problema. En cambio, si hay algún

componente de volatilidad intermedia entre los claves, es necesario estimar su

composición en el tope y en el fondo, que luego deben ser verificadas por el método de

Hengstebeck.



15.3 Temperaturas de tope, alimentación y fondo

Fijada la presión de operación y la primera estimación de las composiciones, se procede a

calcular las temperaturas en los extremos del equipo y en la alimentación (utilizando los

métodos de multicomponentes aplicados para el caso de destilación flash y diferencial).

15.4 Número mínimo de platos teóricos

El número mínimo de platos se calcula según la ecuación de Fenske aplicada a los

componentes claves (fácilmente deducible como en el caso bicomponente):

><

=CP CL,

WCL

CP

DCP

CL

mínα ln

x

x

x

xln

N

donde Nmín incluye al rehervidor si éste existe y es asumido como plato teórico. La media

geométrica de la volatilidad relativa del clave liviano respecto del clave pesado suele

estimarse con los valores en tres puntos de la torre, a saber: en el tope, en la alimentación

y en el fondo; analíticamente:

( ) ( ) ( )3WCPCLFCPCL1CPCLCPCL ,,,, αααα >≅< .

De una forma similar se calcula la media geométrica de la volatilidad relativa de un

componente genérico i respecto del componente clave pesado.

A continuación se confirman las estimaciones de las composiciones iniciales supuestas

(método de Hengstebeck) que aplica la ecuación de Fenske a los componentes no claves:

( )( )

( )( )

WCP

DCPNmínCPi

Wi

Di

x

x

x

x>=< ,α

Cuando no hay componentes distribuidos entre los claves, esta fórmula confirma las

suposiciones iniciales. Si existe algún componente distribuido, la fórmula sirve para

confirmar la estimación inicial. Si no se cumple debe comenzarse nuevamente el balance

y los pasos subsiguientes.

15.5 Relación mínima de reflujo

Para el cálculo de la relación mínima de reflujo se utiliza el método de Underwood:

∑ −=+

iCPi,

D iCPi

mín

x 1R

θα

α ,

donde la constante de Underwood θ se ubica entre αCL,CP y la unidad, y se evalúa según:

∑ −=−

iCPi,

F iCPi x q1

θα

α ,



El procedimiento de cálculo es por prueba y error, con estimaciones de θ. Cuando la

alimentación es líquido en su punto de burbuja, θ se puede evaluar gráficamente a partir

de la relación de componentes claves en la alimentación y su volatilidad relativa.

15.6 Estimación del reflujo operativo

La relación de reflujo óptima para un sistema dado puede ser obtenida comparando

costos operativos de energía con costos de capital y luego optimizando ambos. Como

reglas generales se pueden utilizar los siguientes heurísticos:

R/Rmín N/Nmín

Bajo nivel de refrigeración (<−100ºC) 1,05−1,1 2,5−3,5

Alto nivel de refrigeración 1,1−1,2 2,0−3,0

Condensación con agua o aire 1,2−1,3 1,8−2,5

15.7 Número de platos teóricos

El método de cálculo del número de platos teóricos consiste en emplear la correlación de

Gilliland (ver §11), para la cual es necesario conocer Nmín, Rmín y R.

15.8 Análisis de torres existentes

Los métodos anteriores son útiles para estimaciones rápidas de cálculos de torres nuevas,

pero no es conveniente para evaluar torres existentes. Para este último caso se utiliza el

método de Smith-Brinkley, en el que se evalúa la fracción alimentada del componente i

que sale por el fondo:

( ) ( )( ) ( ) ( )1r N-N

i mr N

i nii nr N

i n

i nr N

i n

iF

Wi

S-1 S R hS-1 RS-1

S-1 RS-1

x F

x Wf

+++

+=

=

donde Sn y Sm son los factores de separación para la zona de rectificación y agotamiento,

respectivamente, evaluados a una temperatura media de la zona:

VL

KS

ii n =

VL

KS

ii m =

y el factor h se determina respectivamente para alimentaciones líquidas y alimentaciones

de vapor según:

=

i m

i n

i

ii

S-1

S-1

L

L

K

Kh

'

=

i m

i ni

S-1

S-1

L

Lh



15.9 Métodos rigurosos

Los métodos presentados hasta este punto sirven para cálculos preliminares. Los métodos

rigurosos calculan las composiciones plato a plato haciendo balances simultáneamente de

materia y energía. Cuando los calores de vaporización de la mezcla se pueden considerar

constantes, sólo es necesario un balance de materia (recordar método de McCabe-Thiele).

Para este caso se tiene para un plato n de la zona de rectificación:

( ) ( ) in1nin1n xxLyyV −=− −+ balance de materia para el componente i

( ) ( )∑∑ =

i

ini

i

in xKy condición de equilibrio

Se comienza a partir del plato 1. Si el condensador es total, luego y1=x0 (datos) para cada

componente. Se supone una temperatura de plato y se evalúa la relación de equilibrio:

( )( )∑∑ ==

ii

i1

i

i1 1K

yx

hasta cumplir esa igualdad que permite calcular x1 para cada componente. Luego con un

balance de materia en el plato puede determinarse y2 para todos los componentes de la

corriente. Este procedimiento ha de repetirse con los platos inferiores hasta alcanzar la

composición de la corriente de alimentación.

Por otro lado, se procede de la misma manera con la zona de agotamiento, partiendo del

dato xN (composición de fondo) para cada componente. Combinando los balances de

masa y la condición de equilibrio para multicomponentes alcanzamos nuevamente la

composición de la corriente de alimentación.

En el plato de alimentación ambas ecuaciones de líneas de operación se satisfacen

simultáneamente y se cumple:

( ) ( ) ( ) ( )( ) ( ) ( ) ( )1Rq1xx

1Rq1xx

x

x

DCPFCP

DCLFCL

ciónerCP

CL

+−−

+−−=

secint

15.10 Ubicación del plato de alimentación

Una fórmula para el cálculo estimado y rápido del plato de alimentación es la dada por

Kirkbridge:

( )( )

=

2

DCP

WCL

FCL

CP

a

r

x

x

x

x

D

W2060

N

Nln,ln



16. Diseño de platos perforados para flujo cruzado

16.1 Diámetro de la torre

El diseño de un plato perforado comienza por el cálculo del área transversal neta An, esto

es, el área transversal total menos el área ocupada por un vertedero:

vtn AAA −=

La base del diseño se basa en la correlación de la velocidad del gas por el área neta en la

condición de inundación, Vf :

G

GL

ff CVρ

ρρ −=

donde Cf es el coeficiente de inundación:

( )0,2

F0,02

σJ log C

×−= αβ donde

≤<

≤≤

=

1,0ρ

ρ

G'

L'0,1 si

ρ

ρ

G'

L'

0,1ρ

ρ

G'

L'0,01 si 0,1

J

L

G

L

G

L

G

siendo α y β funciones del espaciamiento entre platos t (ver §6).

Para el diseño de un equipo que permita una operación segura, es habitual adoptar como

velocidad del gas por el área neta Vn el 70−80% del valor correspondiente a la condición

de inundación. El área transversal neta An queda pues simplemente determinado por:

n

Gn

V

QA =

Finalmente el área transversal total, necesaria para determinar el diámetro de la torre, se

calcula según:

t

v

nt

A

A1

AA

−=

donde la fracción de área transversal total ocupada por un vertedero depende de la

longitud del vertedero W, para la cual típicamente suele adoptarse para el flujo cruzado el

70 % del diámetro de la columna T (ver §5). Esta última puede pues calcularse:

πtA 4

T =

Cabe mencionar que para comenzar y avanzar en el cálculo es necesario suponer un valor

preliminar de espaciamiento entre platos t, el cual debe verificarse según

recomendaciones de tabla (ver §5) una vez obtenido el diámetro de la torre.



A continuación es preciso verificar además que el diseño es apto para el flujo cruzado,

para lo cual debe cumplirse el heurístico QL/W<0,015 (m3/s)/m. En caso de no verificarse

resulta oportuno considerar un arreglo de múltiples pasos.

16.2 Número de orificios

Para determinar el número de orificios del plato es necesario comenzar con el área activa

de perforaciones Aa, el cual se calcula a partir del área transversal total restando de la

misma las áreas de los vertederos y otras no aprovechables, denominadas áreas de

distribución y separación Ad:

dvta AA2AA −−=

donde Ad puede estimarse según:

td A 20050A ,, −=

o típicamente puede adoptarse un valor igual al 15% del área transversal total.

El área ocupada por los orificios se relaciona con el área activa , el diámetro de orificio

d0 y el paso entre orificios p de la siguiente manera:

2

0

a

0

p

d 0,907

A

A

=

donde típicamente suele adoptase para el arreglo triangular un diámetro de orificio de

3−12 mm y un paso de 2,5−5 diámetros de orificio.

Finalmente el número de orificios N puede calcularse fácilmente con el área de orificios

A0 y el área de un orificio individual a partir de su diámetro d0:

204

1

0

d

AN

π=

16.3 Caída de presión

La altura de líquido sobre el plato es la suma de la altura del vertedero hw y de la altura

de la ola de líquido sobre el vertedero h1. Un valor típico para la primera para el caso de

columnas a presión atmosférica es 50mm. La segunda, en cambio, se calcula según:

3

2

L1

W

Q0,666 h

= [m]

Es habitual que la altura de líquido sobre el plato se encuentre en 50−100mm.

La caída total de presión en un plato ht se define como la suma de la caída de presión en

el orificio hd y la caída de presión provocada por la masa aireada de líquido h’l. Esto

expresado en términos de altura de líquido:

ldt hhh '+=



La caída de presión en el orificio se calcula según la correlación:

2h

L

Gd U Kh

ρρ

=

donde la velocidad a través del orificio Uh puede calcularse fácilmente, y el factor K se

calcula a partir del coeficiente de descarga Cv, el cual es función de la fracción de área

activa ocupada por orificios A0/Aa y la relación espesor del plato a diámetro de orificio

l/d0 (ver §7):

2VC

50,8K =

La caída de presión provocada por la masa aireada de líquido h’l se determina según:

donde el factor de aireación β es función de la velocidad del gas a través del área activa

QG/Aa según la correlación disponible en §9.

Para torres que operan a presión atmosférica, la caída total de presión en el plato tiene un

rango recomendado de 500−800 Pa.

16.4 Inundación

Para evitar el fenómeno de inundación por exceso de líquido en el vertedero se

recomienda que la altura total requerida de líquido en el vertedero no supere la mitad del

espaciamiento entre platos:

t 50hhhh 2t1W ,<+++

donde la caída de presión en la entrada del líquido al plato a través del sello hidráulico

h2 (expresado en términos de altura de líquido) se calcula:

2

s

L2

A

Q

2g

3h

=

siendo el área entre el vertedero y el piso del plato AS simplemente el producto entre la

longitud del vertedero W y la altura del sello hidráulico hS, el cual habitualmente es de

25 mm.

16.5 Purgas o lloriqueo

Para evitar el drenaje de líquido a través de los orificios, es necesario que el flujo de gas

provoque una caída de presión que supere la altura de líquido sobre el plato. Para

confirmar esto, se utiliza la correlación gráfica de §8.

( )1Wl hh h += β'



hs

T

W

Z'

h1

hW

h t

h 2

h w+h 1+h t+h 2

t

A t

A V A V

hW

W

Corte I-I

I

II II

A V

Corte II-II

(plato)

A N

I

h1

d0

p

A V

A a A d

A 0 /NZ



16.6 Arrastre de líquido

Cuando el líquido es arrastrado por el gas hacia la parte superior, el líquido arrastrado es

atrapado en el líquido del plato superior. Se define arrastre fraccional E:

área tiempo

arrastrado líquidomoles L

área tiempo

arrastrado líquidomoles

E

⋅+

⋅=

donde L es el flujo molar de líquido que entra al plato. E se calcula en función de la

velocidad de inundación y de la relación ( ) LGGL ρρ'' (ver §10).

16.7 Eficiencia de columna

La eficiencia de la columna o la eficiencia global del plato E0 se define como la relación

entre número de platos ideales y el número de platos reales. Analíticamente se determina

a partir de la eficiencia de Murphree corregida por arrastre EMGE y la relación de

pendientes de línea de operaciones y la línea de equilibrio A:

( )[ ]( )A1ln

1A1E1lnE

MGE

0

−+=

16.8 Eficiencia de platos perforados

La eficiencia puntual referida a la fase gaseosa E0G se determina según:

( )tOG0G Nexp1E −−=

donde:

tLtGtOG N

1

L

mG

N

1

N

1+=

50

G

L0,5

Gaw

tG

Sc

ZQ 6104 V 2380h 5747760N

,

,,,, +−+=

ρ

( ) L0,5

Ga0,5

LtL 150 V 2130 D 4000N θρ ,, +=

( ) ( )

L

1WL

Q 2

Z WT hh

++=θ

La eficiencia de plato de Murphree EMG se determina según:

( )[ ]( ) ( )[ ]

( )( )[ ]Pe1

1exp

Pe1 Peη

Peηexp1

E

E

OG

MG

++

−+

+++

+−−=

ηηη

η

ηη



donde :

−+= 1

Pe L

E G m4 1

2

Pe OGη

LE

2

D

ZPe

θ=

2

wL

a3

E h 180Z

Q 673V 0171010933D

+++×= − ,

,,,

La eficiencia de Murphree corregida por arrastre EMGE se determina según:

−

+

=

E1

EE1

EE

MG

MGMGE

donde el arrastre de líquido E se determina según correlación en §10.

17. Altura equivalente a un plato teórico (HEPT)

Este enfoque se aplica tanto a la absorción como a la destilación, para corrientes diluidas

en el primero, y para el caso de McCabe-Thiele para el segundo. Básicamente se trata de

una relación entre plato teórico y altura de relleno con el mismo efecto.

De un balace de materia en un elemento diferencial de relleno se obtiene:

( ) dy Vdhyyak OV =−*

Integrando llegamos a:

( ) ∫∫+

=

−

n

1n

y

y

h

0

OV dy Vdhyyh

1ahk *

( )1nnOV yy Vyyahk +−>=−< *

Si adoptamos como la fuerza impulsora promedio la media logarítmica:

( ) ( )( )( )

( )1nn

n1-n

1nn

n1-n1nnOV yy V

yy

yy

yyyy ahk +

+

+ −=

−

−

−−−

ln

( )( )

( )( )n1-n

1nn

1nn

n1-nOV

yy

yy V

yy

yy1 ahk

−

−=

−

−− +

+

ln

Pero además:

1nn

n1n

1nn

1nn

1nn

n1n

yy

yy

xx

yy

xx

yy

m

VL

+

−

+

+

+

−

−

−=

−

−

−

−

=*



donde m*, definido según el denominador del segundo miembro de la igualdad anterior,

puede interpretarse como la pendiente de la recta secante que aproxima a la curva de

equilibrio líquido-vapor en la zona del plato n.

Entonces reemplazando:

VL

m V

m

VL1 ahk OV

*ln

*=

−

Que reordenando lleva a:

( )( )1LVm

LVm

ak

VHEPTh

OV −==

*

*ln



Nomenclatura a : área interfacial [longitud

2/longitud

3]

A : relación de pendientes de la línea de operaciones y la línea de equilibrio

Aa : área activa [longitud2]

Ad : área de distribución [longitud2]

AN : área neta [longitud2]

Ao : área ocupada por orificios [longitud2]

At : área transversal [longitud2]

CV : coeficiente de descarga

CL,CP : (subíndice) componente clave liviano y pesado, respectivamente

Cf : coeficiente de inundación

do : diámetro de orificio [longitud]

D : caudal molar de destilado [mol/tiempo]

D : (subíndice) corriente de destilado

DL : difusividad de la fase líquida [longitud2/tiempo]

E : arrastre fraccionario

EOG : eficiencia global del plato

EOG : eficiencia puntual referida a la fase gaseosa

EMG : eficiencia de plato de Murphree

EMGE : eficiencia de plato de Murphree corregida por arrastre

F : caudal molar de alimentación [mol/tiempo]

F : (subíndice) corriente de alimentación

G : flujo molar de la corriente gaseosa [mol/longitud2/tiempo]

G’ : flujo másico de la corriente gaseosa [masa/longitud2/tiempo]

h1 : altura de la ola de líquido [longitud]

h2 : caída de presión provocada por el sello hidráulico [longitud]

hd : caída de presión en el orificio [longitud]

hl’ : caída de presión provocada por la masa aireada de líquido [longitud]

hs : altura del sello hidráulico [longitud]

ht : caída total de presión en el plato [longitud]

hW : altura del vertedero [longitud]

h : altura de relleno [longitud]

kOV : coeficiente global de transferencia en fase vapor [mol/longitud2/tiempo]

Ki : constante de equilibrio líquido-vapor del componente i

L : flujo molar de la corriente líquida [mol/longitud2/tiempo]

L’ : flujo másico de la corriente líquida [masa/longitud2/tiempo]

m : pendiente de la línea de equilibrio

MrL : masa molar de la corriente líquida [mol/masa]

N : número de platos teóricos

Nr, Na : número de platos teóricos en la zona de rectificación y agotamiento, respectivamente

Nmín : número mínimo de platos



QG, QL : caudal volumétrico de vapor y de líquido, respectivamente [longitud3/tiempo]

R : relación de reflujo operativa

Rmín : relación de reflujo mínima

ScG : número de Schmidt del vapor

t : espaciamiento entre platos [longitud]

T : diámetro de la columna [longitud]

Uh : velocidad del vapor a través del orificio [longitud/tiempo]

Va : velocidad del vapor a través del área activa [longitud/tiempo]

Vn : velocidad del vapor a través del área neta [longitud/tiempo]

Vf : velocidad del vapor a través del área neta en la condición de inundación [longitud/tiempo]

W : longitud del vertedero [longitud]

Z : recorrido del líquido en el plato (distancia entre vertederos) [longitud]

Z’ : distancia desde el centro de la torre al vertedero [longitud]

x : Fracción molar del componente (normalmente más volátil) en la corriente líquida

y : Fracción molar del componente (normalmente más volátil) en la corriente vapor

αi,j : volatilidad relativa del componente i respecto del componente j

µG, µL : viscosidad del vapor y del líquido, respectivamente [masa/longitud/tiempo]

ρG , ρL : densidad del vapor y del líquido, respectivamente [masa/longitud3]

θ : constante de Underwood