Apunts de reactors químics

UNIVERSITAT DE BARCELONA

2010
REACTORES
QUÍMICOS
APUNTES
FIDEL CUNILL. MONTSERRAT IBORRA.
JAVIER TEJERO

BIBLIOGRAFIA
1. Levenspiel, O. "Ingeniería de las reacciones químicas". Ed. Reverté, 1990.
2. Levenspiel, O. "Chemical Reaction Engineering 3rd Ed". Wiley, 1998.
3. Levenspiel, O. “Ingeniería de las reacciones químicas” 3a ed. México, D.F. :
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4. Levenspiel, O. “Omnilibro de los reactores químicos”. Ed. Reverté, 1986.
5. Santamaría, J.M., Herguido, J., Menéndez, M.A., Monzón, A. "Ingeniería de
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6. Escardino, A.; Berna, A. “Introducció a l’enginyeria dels reactors químics”.
Publicacions de la Universitat de Valencia. 2003
7. Hill, C.G.Jr., "An Introduction to Chemical Engineering Kinetics & Reactor
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8. Scott Fogler, H. "Elements of Chemical Reaction Engineering 3rd Ed". Prentice-
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12. Westerterp, K.R., van Swaaij, W.P.M. and Beenackers, A.A.C.M. "Chemical
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14. Tominaga, H. y Tamaki, M., "Chemical Reaction and Reactor Design", Wiley,
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15. Costa, J.; Cervera.; Cunill, F.; Esplugas, S.; Mans, C. Mata, J. “Curso de Ingeniería
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16. Izquierdo, J.F.; Cunill, F.; Tejero, J.; Iborra, M.; Fité, C. “Cinètica de les reaccions
químiques”. Metodología 16, Edicions Universitat de Barcelona 2004
17. Izquierdo, J.F.; Cunill, F.; Tejero, J.; Iborra, M.; Fité, C. “Problemes resolts de
cinètica de les reaccions químiques”. Metodología 16, Edicions Universitat de
Barcelona 2004
18. Levenspiel, O. “Flujo de fluidos e intercambio de calor.” Barcelona . Reverté,
cop. 1993 .

INDICE
1. Fundamentos del diseño de los reactores químicos.
1.1. Introducción al diseño de reactores.
1.2. Métodos generales de diseño.
1.3. Clasificación de los reactores.
1.4. Puesta en marcha de un reactor tanque agitado continúo.
1.5. Reactores tanque agitado de mezcla perfecta semicontinuos.
2. Análisis de reactores ideales.
2.1. Introducción a los reactores ideales.
2.2. Reactor discontinuo de mezcla perfecta. Ecuación de diseño. Régimen isotérmico. Régimen
adiabático.
2.3. Reactor continúo de mezcla perfecta. Ecuación de diseño. Régimen isotérmico. Régimen
adiabático. Multiplicidad de estados estacionarios.
2.4. Reactor de flux en pistón. Ecuación de diseño. Régimen isotérmico. Régimen adiabático.
2.5. Distribución óptima de temperatura.
3. Selección del tipo de reactor ideal para una sola reacción.
3.1. Criterio de óptimo: tiempo espacial mínimo.
3.2. Reactor con recirculación. Ecuación de diseño. Razón de recirculación óptima.
3.3. Sistemas de un solo reactor.
3.4. Sistemas de más de un reactor. Reactores continuos tanque agitado conectados en serie.
Combinaciones de reactor mezcla perfecta i flux en pistón.
4. Selección del tipo de reactor ideal para reacciones múltiples simultaneas.
4.1. Criterio de óptimo: selectividad máxima.
4.2. Reacciones en paralelo. Rendimiento fraccional instantáneo.
4.3. Reacciones en serie. Reactor de mezcla perfecta continúa i discontinuo. Reactor de flux en
pistón.
4.4. Reacciones en serie-paralelo.
5. Reactores no ideales.
5.1. Desviaciones del flux ideal. Escala i tiempo de mezcla.
5.2. Balance de población. Funciones residencia-tiempo. Métodos experimentales no químicos
para la determinación de les funciones de distribución de tiempo de residencia. Funciones
de distribución de los modelos de flujo ideales.
5.3. Modelos de flux no ideales. Modelo de dispersión axial. Modelo de tanques en serie.
Modelos combinados. Modelo de advección pura.
5.4. Predicción de la conversión en un reactor real. Influencia de la micromezcla. Micro i
macrofluido. Modelo de Levenspiel.

F.Cunill, M.Iborra, J.Tejero,J.F.Izquierdo, C.Fité
REACTORES QUÍMICOS, Página 1
NOMENCLATURA
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DR
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Vº
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A
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Q
q
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θ
ν
k
A
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L
RCTA
RFP
MP
FP
RFPR
R
N
t
Φ
Altura
Diámetro del reactor
Diámetro del agitador
Volumen inicial de reacción
Volumen de reacción
Cantidad de materia (moles o kg)
Catidad de materia del componente j (moles o kg)
Tiempo
Coeficiente estequiométrico del componente j en la reacción i
Caudal de generación del componente j
Velocidad extensiva de la reacción
Velocidad intensiva de la reacción
Velocidad intensiva de generación del componente j
Concentración del componente j
Temperatura
Conversión porcentual del componente j
Presión
Constante general de los gases
Compresibilidad
Coeficiente de expansión volumétrica respecto al componente j
Capacidad calorífica (J/(kg·K), (J/(mol·K))
Caudal de materia de la corriente m
Caudal de materia del componente j en la corriente m
Entalpía del sistema o de la corriente
Entalpía por unidad de materia
Caudal de materia del fluido refrigerante o calefactor
Calor de cambio de fase
Área de intercambio de calor
Coeficiente global de transmisión de calor
Calor intercambiado
Caudal volumétrico
Densidad
Tiempo espacial/Tiempo reducido
Coeficiente global de la reacción
Constante cinética de la reacción
Factor preexponencial de la ecuación de Arrenhius
Energia de activación de la reacción
Longitud del reactor
Reactor continuo tanque agitado
Reactor de flujo en pistón
Mezcla perfecta
Flujo en piston
Reactor de flujo en pistón con recirculación
Razón de recirculación
Número de reactores en serie
Tiempo medio de residencia
Rendimiento fraccional global

ϕ
E(t),E(θ)
F(t),F(θ)
θ
M
D
Pe
D
D
v
σ2
σ
dp
μ
ε
Sc
Re
dt
Bo
Q W
Δ ˆH *
Rendimiento fraccional instantáneo
Densidad de distribución de tiempos de residencia en base tiempo y en base tiempo reducido
Distribución de tiempos de residencia en base tiempo y en base tiempo reducido
Tiempo reducido
Cantidad de materia de trazador introducida en impulso
Coeficiente de dispersión axial o longitudunal m2/s
Número de Peclet
Coeficiente de difusión molecular
Coeficiente de difusión efectivo
Velocidad lineal de paso
Varianza de una función
Desviación estándar de una función
Diámetro de partícula
Viscosidad
Fracción de huecos
Número de Schmidt
Número de Reynolds
Diámetro de tubo
Número de Bodenstein
Tiempo medio de residencia
Caudal de calor intercambiado y Caudal de trabajo
Entalpía de la reacción en el estado de referencia por unidad de materia
t

F.Cunill, M.Iborra, J.Tejero
1. FUNDAMENTOS DEL DISEÑO DE LOS REACTORES QUÍMICOS.
1.1. Introducción al diseño de reactores.
Todo proceso químico está dividido en una serie de operaciones unitarias conectadas entre sí. Estas operaciones o
etapas pueden ser físicas y/o químicas. Consecuentemente cualquier proceso puede esquematizarse de manera general de la
siguiente forma:
En un principio la Ingeniería Química estudiaba conjuntamente todo tipo de operaciones unitarias. Sin embargo, a
partir de los años 40, la operación química adquiere entidad propia, se profundiza en su estudio y se desarrolla un lenguaje
específico. Todo ello culmina con la consolidación, en 1957, de la disciplina de INGENIERIA DE LA REACCIÓN QUÍMICA.
La INGENIERIA DE LA REACCIÓN QUÍMICA o Ciencia de los Reactores , de acuerdo a la definición en el Congreso de
Amsterdam de 1957, tiene por objeto el Diseño y control de reactores químicos para producciones industriales. Ello
comporta el análisis de reactores, tanto el diseño como la operación de los mismos.
J. Villermaux ( ) define un reactor de la siguiente manera: “un reactor es cualquier porción del espacio donde la
materia circula, se intercambia y se transforma” . Sin embargo, más especificamente se puede considerar al reactor
como un unidad donde tienen lugar las reacciones con un objetivo principalmente de producción industrial.
Aunque el reactor en si no represente económicamente un porcentaje elevado de la inversión (normalmente <
10%), se considera que es el núcleo del proceso químico. Ello es debido a que su comportamiento condiciona las
operaciones de acondicionamiento y separación.
Para implementar un reactor en un proceso hay que:
1. Diseñarlo
2. Hacerlo construir
3. Mantenerlo en operación
En el diseño del reactor es necesario
i. Seleccionar el tipo
ii. Dimensionar
iii. Realizar el diseño o ingeniería de detalle
La selección del tipo de reactor tiene por objeto maximizar el rendimiento material y energético de la planta. Para
ello hay que considerar:
a) Las características de la reacción: Las reacciones químicas varían radicalmente según el numero de las
fases presentes, el mecanismo de reacción (una o varias etapas), la existencia de equilibrios, los efectos
térmicos y la sensibilidad a las condiciones físicas (presión, temperatura, agitación,...). Estas
características imponen serias dificultades en el diseño del reactor, principalmente cuando se quiere
MATERIAS
PRIMAS
O.U. Físicas de
acondicionamiento
O.U. Químicas
(Reactores)
O.U. Físicas de
separación
PRODUCTOS
RECIRCULACIÓN

preservar la seguridad y el medio ambiente y optimizar el rendimiento y los costes. Por ejemplo si la
reacción es exotérmica es indispensable prever una refrigeración adecuada para evitar la aceleración
incontrolada del reactor. Las propiedades a considerar en cuanto a las reacciones químicas se muestran en la
Tabla 1.1
Tabla 1.1: Reacciones químicas: características principales y dificultades que imponen a los reactores
(G≡Gas, L≡Líquido, S≡Sólido)
Criterios Tipos de reacción Dificultades Ejemplos industriales
Número de fases
presentes
Homogéneo (1 fase)
Heterogéneo (2 o más fases) Poner las fases en contacto y
asegurar las transferencias
entre fases
Vapofraccionamiento de una
mezcla petrolífera (G)
Síntesis de amoníaco (G/S
catalítica)
Nitración de aromáticos
Estequiometria
(nº de
ecuaciones
químicas para
describir la
transformación)
Reacción simple
Reacciones múltiples (existencia
de reacciones secundarias)
Obtener una tasa de conversión
elevada
Obtener un rendimiento elevado
del producto deseado y
desfavorecer las reacciones
secundarias
Síntesis de trióxido de azufre
Cloración de benceno
Equilibrio
(limitación
eventual por un
equilibrio
termodinámico)
Irreversible (sin limitación)
Reversible
(en las condiciones en las que se
opera)
Regular las condiciones físicas y
operatorias
Polimerización de estireno
Síntesis del metanol, de la urea,
etc.
Termicidad Atérmica
Exotérmica
(desprende calor)
Endotérmica
(absorbe calor)
Evacuar el calor de reacción
Aportar el calor de reacción
Esterificación del etanol
Síntesis del anhídrido ftálico por
oxidación del ortoxileno
Fabricación del estireno por
deshidrogenación del
etilbenceno
Sensibilidad a los
factores físicos
Factores químicos determinantes
Factores físicos determinantes
Obtener una velocidad de
reacción elevada
Controlar las transferencias de
materia y calor
Alquilación de benceno
Síntesis del óxido de etileno
b) Aspectos técnicos (agresividad del medio, naturaleza de los materiales)
c) Económicos (materiales disponibles en el mercado, producción, costes de la energía,...). Todo ello
empíricamente viene englobado en la afirmación que indica que para grandes producciones unidades
continuas y para pequeñas producciones unidades discontinuas.
Obtener el rendimiento óptimo que se tiene como objetivo pasa por considerar los siguientes aspectos:
Cuál es el modo adecuado de poner en contacto las diversas fases y asegurar la transferencia entre dichas fases.
La transferencia de materia y la transmisión de calor deben estar favorecidas o desfavorecidas según convenga.
El tipo de reactor deberá obtener la máxima conversión en el caso de reacción única y máxima selectividad en el
caso de reacciones múltiples. Está documentado que una configuración adecuada del reactor y su modo de
operación puede incrementar notablemente la selectividad. Así por ejemplo, la reacción de oxidación de

isobutano presenta selectividades que varían del 30% al 50% según sea el esquema de alimentación tal y como
se indica en la figura.
i-C4H10 (isobutano)→(I2 (catalizador), O2 (oxidante y regenerador del catalizador→i-C4H8 (isobuteno
527ºC)→Productos de oxidación
Alimentación clásica
Alimentación distribuida
Las condiciones de operación deben estar optimizadas
La utilización óptima de la energía.
Así pues, escoger el reactor consiste básicamente en seleccionar
• El modo de tratamiento de la carga (modo de operación)
• Evolución en el tiempo del contenido del reactor: régimen estacionario o no estacionario
• Modelo de flujo
• Puesta en contacto de las fases presentes
• Selección de los materiales de construcción
Una vez escogido el reactor (tipo y modo de operación) hay que realizar el dimensionado del mismo determinando el
parámetro básico del equipo que según el tipo de reacción puede ser
El volumen total (reacción homogénea)
La masa de catalizador (reacción catalítica heterogénea)
Altura de la columna (reacciones G/L)
Por último es necesario realizar la ingeniería de detalle que abarca desde aspectos de distribución de volumen
(relación altura diámetro) atendiendo a las perdidas de carga permisibles, al consumo de energía de agitación y también el
cálculo del área de transmisión de calor necesaria, hasta aspectos de ingeniería civil.
1.2. Métodos generales de diseño.
¿Cómo se pasa un reactor de laboratorio a un reactor industrial? Es decir, ¿cómo se realiza un cambio de escala?
Un cambio de escala puede realizarse en base a:
1. la TEORÍA DE LA SEMEJANZA. El método consiste en construir unidades de tamaño progresivamente creciente (laboratorio,
bancada (bench scale), planta piloto y industrial), manteniendo los grupos de parámetros geométricos y físico-químicos
(Re=Reynolds, Pr=Prandtl, Nu=Nusselt, Da=Damköhler, etc.) para garantizar en principio un mismo régimen de
funcionamiento.
Isobuteno 30%
O2
Isobutano
Isobuteno 50%
O2
Isobutano

Ejemplo: Gasificador de carbón en lecho fluidizado (Baytown, USA) (Exxon): 20 g/día (laboratorio), 100 kg/día
(predesarrollo), 1 Tn/día (desarrollo), 80 Tn/día (planta piloto), 300 Tn/día (industrial), desarrollo ejecutado en 20 años, de
1970 a 1990.
Este método es impracticable con frecuencia ya que:
a) No se consigue reproducir en la escala pequeña todas las condiciones del reactor industrial.
b) La estructura de los balances de materia, energía y cantidad de movimiento que gobiernan el reactor es tal que
frecuentemente no se pueden conservar simultáneamente la semejanza química, térmica, mecánica y
geométrica.
No obstante, muchos reactores han sido diseñados por “saltos de pulga” siendo los parámetros de funcionamiento
determinados por correlaciones empíricas tipo caja negra. El proceso es costoso, poco brillante, pero eficaz. Es el único
procedimiento practicable cuando se trata de procesos complejos, multifásicos y con cinéticas complejas y/o reacciones poco
conocidas.
2. la existencia de un MODELO MATEMÁTICO para el reactor (paso de gigante). Modelizar (matemáticamente) implica obtener
la representación del sistema físico mediante un conjunto de ecuaciones. En el sistema de un reactor químico es importante la
descripción matemática que permite predecir las concentraciones y temperaturas de la salida en función de las de la entrada,
los caudales y las dimensiones del reactor.
El modelo matemático a usar puede ser empírico. Es decir, un modelo elegido por conveniencia atendiendo al
esfuerzo requerido en su desarrollo. Sin embargo, el esfuerzo debe emplearse en llevar a cabo el análisis con dicho modelo
debido a la restricción del rango de aplicabilidad. Un punto de vista opuesto para la obtención del modelo matemático es el de
crear un modelo que describa los procesos físicos y químicos que se desarrollan en el reactor. Dicho modelo se denomina
mecanístico y es más difícil de construir ya que implica el reconocimiento previo de las etapas físicas y químicas e implica
mayor esfuerzo en el análisis al aumentar la complejidad matemática y el número de parámetros. Lógicamente siempre
conviene un modelo preciso en la descripción de la realidad, pero es necesario plantear un compromiso entre la precisión de
la descripción y el esfuerzo requerido en el planteamiento y el análisis. Estos modelos mecanísticos con ciertas
simplificaciones se denominan semiempíricos. Es necesario señalar que cuando se discute el modelo de un sistema físico no
hay que confundir la precisión de la descripción con el desajuste, es decir, la precisión con la que el modelo predice el
resultado del reactor. De forma que un modelo puramente empírico puede tener un desajuste muy bajo aunque una
descripción físico-química del sistema deficiente, mientras que un modelo mecanístico con una muy buena descripción físico-
química del sistema puede tener un desajuste mayor.
Para cambiar de escala, la disposición de un modelo mecanístico permite hacer las extrapolaciones de forma más
fundamentada. Si el modelo matemático es un conjunto de ecuaciones que representan la realidad física y química del
sistema, las ecuaciones a considerar son:
Balance de materia o ecuación de diseño (salida = f(entrada, cinética, modelo de flujo, modelo de contacto))
Balance de energía
Balance de energía mecánica
Ecuaciones de estado cuando sea preciso
Ecuaciones de equilibrio físico y/o químico
Así pues, estos modelos precisan de los conocimientos de la velocidad de reacción (cinética química), de las
transferencias interfase e intrafase de materia y energía (cinética física), así como de la fluidodinámica del conjunto del reactor
(circulación y mezcla de los fluidos). Ello se refleja en el siguiente esquema, en el que la multitud de caminos indica la

posibilidad de hacer simplificaciones.
1 Las flechas son saltos según la complejidad de la descripción y originan modelos más o menos mecanísticos
QUÍMICAFÍSICA
MODELO
REACTOR
MODELO DE
FLUJO Y DE
CONTACTO
MODELO CINÉTICO
Leyes de la conservación
Fenómenos de transporte
Estequiometria
Cinética
TERMODINÁMICA

1.3. Clasificación de los reactores.
Los reactores pueden clasificarse según los siguientes criterios:
Tipo de modelo de flujo: ideal al que tiende (mezcla perfecta, flujo en pistón) o real.
Número de fases en contacto: homogénea (1 fase), heterogénea (2 fases = bifásica, 3 fases = trifásica, o
multifásica)
Modo de operación: continuo, semicontinuo, discontinuo.
Evolución en el tiempo: régimen estacionario y régimen no estacionario
Tipo de reacción química: catalítica, bioquímica, esterificación,....
En la Tabla 1.2 se presentan esquematizados, con ejemplos industriales, los cuatro primeros criterios. Y en la Tabla
1.3 se presenta ejemplos de reactores en diferentes procesos químicos especificando el tipo de reactor usado, el
tipo de reacción y los aspectos de diseño más importantes
Tabla 1.2: Criterios para la clasificación de reactores
Criterios Tipos de reactor Ejemplos industriales
Modo de
tratamiento de la
carga
Cerrado (sin intercambio de materia con el exterior)
Semicerrado (una parte de la carga es añadida o extraída en el
curso de la reacción)
Abierto (la carga circula dentro del reactor)
Química fina, polimerización en
discontinuo
Cloración orgánica de
“pequeños productos”
Intermediarios o productos
básicos petroquímicos de gran
tonelaje
Evolución en el
tiempo
Régimen no estacionario
Régimen estacionario
Operaciones discontinuas,
puestas en marcha
Marcha continua de los
reactores abiertos
Modelo de flujo
ideal
Reactor prácticamente agitado (composición uniforme)
Reactor de circulación en pistón (progresión en bloque)
Sulfonaciones, nitraciones,
polimerizaciones
Reactores catalíticos en lecho
fijo, reactores homogéneos en
circulación turbulenta.
Puesta en
contacto de las
fases *
Co-corriente
Contra-corriente
Corrientes cruzadas
Hidrodesulfuración de las
fracciones petrolíferas
Absorción y reacción química
gas-líquido
Combustión del carbón sobre
soporte transportador
*Falta el estado de agregación de las fases.

Tabla 1.3: Ejemplos de reactores químicos
Proceso Reactor Reacción química Aspectos de diseño
Craqueo de nafta Horno tubular en fase gas y
homogéneo
Reacciones consecutivas
endotérmicas
Rendimiento de producto,
rápido calentamiento y
enfriamiento
Reformado de
vapor
Lecho fijo , heterogéneo sólido-gas Reacción reversible
endotérmica
Balance de calor, flujo de
calor, catalizador
Producción de
epoxi-resinas
Reactor tanque agitado en fase
líquida
Reacción de
polimeración exotérmica
Eliminación de calor, control
de la polimerización
Hidrotratamiento Lecho fijo, heterogéneo liquido-gas Reacción exotérmica a
elevada presión
Consumo de hidrógeno,
eliminación de calor,
catalizador
Craqueo catalítico Lecho fluidizado continuo,
heterogéneo líquido-gas-sólido
Reacciones consecutivas
endotérmicas
Distribución de producto,
regeneración de catalizador
en continuo
Desulfuración de
gas seco
Tanque de borboteo, heterogéneo
líquido-gas-sólido
Reacción ácido-base Transferencia de materia y
ahorro de energía

2. ANÁLISIS DE REACTORES IDEALES.
2.1. Introducción a los reactores ideales.
El objetivo del capítulo es estudiar el modo de funcionamiento de cuatro tipos de reactores ideales: discontinuo de
mezcla perfecta, semicontinuo de mezcla perfecta, continúo de mezcla perfecta y continúo de flujo en pistón. El cuerpo central
de la descripción se basa en la ecuación de diseño (ó funcionamiento) de acuerdo al siguiente esquema
Salida = f( entrada, modelo de flujo, modelo de contacto, cinética, parámetro de diseño)
Un reactor se considera un REACTOR IDEAL si:
1. Los reactantes están mezclados a la entrada del reactor, es decir, el tiempo de mezcla es cero y todo el volumen
es útil para la reacción.
2. No se forman agregados moleculares
3. Se sigue un modelo de flujo ideal. El modelo de flujo tiene dos extremos de mezcla que representan la máxima
mezcla posible y la inexistencia de la misma y que constituyen los dos modelos de flujo ideales posibles; los
cuales se representan en el esquema siguiente:
MEZCLA PERFECTA
En un sistema discontinuo: La mezcla del sistema es perfecta, muy buena, por lo que en
un instante dado la composición y temperatura en el sistema son uniformes, pero
variables con el tiempo.
En un sistema continuo: La mezcla del sistema es perfecta con lo que las
propiedades (concentración y temperatura) de cualquier punto del sistema son
las mismas, y por tanto iguales a las de la corriente de salida.
FLUJO EN PISTÓN
En un sistema continuo: En el sistema no hay ningún tipo de
mezcla en la dirección del flujo, por lo que el fluido pasa sin
mezclarse como si se moviera a lo largo del reactor impulsado
por un pistón. Es decir, el perfil de velocidades es plano, lo cual sucede a números de Reynolds (Re) de
tubo vacío relativamente altos. Puesto que hay mezcla completa en la dirección radial las propiedades del
fluido en la sección son uniformes.
El estudio de estos modelos ideales está justificado, en parte porque su ecuación de diseño es sencilla, y en parte
porque frecuentemente uno de ellos representa el modelo óptimo. A continuación se presenta el modelo matemático para
Entrada REACTOR Salida
MODELO DE CONTACTO Y DE FLUJO:
forma en la que las sustancias fluyen y
se ponen en contacto unas con otras, si
se mezclan enseguida o no, si forman
aglomerados de moléculas o no.
Factores todos ellos que afectan al
comportamiento.
CINÉTICA: rapidez con que se suceden los cambios
de composición en el reactor. Si las reacciones de
equilibrio son muy rápidas los productos a la salida
estarán en equilibrio. Si las reacciones no son tan
rápidas, la velocidad de reacción, o la transferencia
de materia y calor pueden determinar el
comportamiento del reactor.

estos reactores ideales en el que además se supondrá que se opera en régimen cinético, es decir, la velocidad de reacción es
suficientemente “lenta” como para no alcanzar el equilibrio, y que el control por parte de las transferencias de materia y
energía son despreciables.
2.2. Reactor discontinuo de mezcla perfecta. Ecuación de diseño. Régimen isotérmico. Régimen adiabático.
Los reactores discontinuos se usan a escala de laboratorio en investigaciones para determinar la cinética de
reacciones y a escala comercial en situaciones de producciones multiproducto y/o cuando se requieren volúmenes de
producción pequeños (por ejemplo, en la industria farmacéutica). Sin embargo también se utilizan en producciones de elevado
volumen como es la del PVC. En la Tabla 2.1 se indican ventajas (V) y desventajas (D) de la operación en discontinuo y la
operación en continuo.
Tabla 2.1: Ventajas (V) y desventajas (D) de la operación en continuo y en discontinuo
Operación en discontinuo Operación en continuo
1 Generalmente mejor para pequeños volúmenes de
producción(V)
Mejor para producciones indefinidas de un producto o
conjunto de productos (V)
2 Más flexible en operaciones multiproducto (V)
3 Generalmente requiere un capital relativamente bajo (V) Generalmente requiere un capital relativamente alto (D)
4 Fácil de parar y limpiar (V)
5 Requiere un tiempo de parada inherente entre cargas (D) No hay tal tiempo (V) pero las paradas provocadas por
mantenimientos inesperados pueden ser costosas (D)
6 El Coste de operación puede ser relativamente alto (D) Coste de operación relativamente bajo (V)
7 Estado no estacionario implica control de proceso y una
uniformidad de producto más difícil de conseguir (D)
Estado estacionario implica control de proceso y una
uniformidad de producto menos difícil de conseguir (V)
Un reactor tanque agitado discontinuo típico consta de un tanque con un agitador y de un sistema integral de
calefacción / refrigeración. Su tamaño puede variar desde menos de 1 litro a más de 15.000 litros. Por lo general se
fabrican en acero, acero inoxidable, vidrio revestido de acero, vidrio o aleaciones. Líquidos y sólidos suelen ser cargados
a través de conexiones en la tapa del reactor. Los vapores y gases también se alimentan a través de conexiones en la
parte superior.
El agitador consta de un motor al que se conecta un eje el cual lleva montados los álabes o paletas. Hay una
amplia variedad de diseños de paletas y normalmente ocupan aproximadamente dos tercios del diámetro del reactor.
Dicho agitador se suele colocar a 1/3 de la base. En caso de manejar productos viscosos, se utilizan modelos en los que
la paleta dista poco de la pared del recipiente. La mayoría de los reactores discontinuos utilizan también paredes
deflectoras, cuya función es romper el flujo causado por la rotación de agitador, es decir, la formación de vórtice. Estas
pueden estar fijadas en la tapa o montadas en las paredes laterales.
Los vórtices son formados por la fuerza centrífuga creada por el impulsor en un tanque agitador con forma
cilíndrica. Un vórtice, además de dificultar el mezclado, introduce gas o aire en el líquido que se está mezclando. La
formación de un vórtice puede tener ventajas en algunos casos concretos como cuando se desea que el aire o el gas se
mezcle, cuando se desea que la potencia del motor requerida sea menor que si se tuvieran paredes deflectoras y si se
desea utilizar el tanque para transferencia de calor. Las dimensiones de un vórtice en un tanque agitador dependen de
las relaciones geométricas del cilindro como relación de Altura/diámetro, del tipo de impulsor (número de aspas, tipo,
dimensiones, forma y ángulo) y de la cantidad de impulsores.
El calor generado en la reacción y la agitación o el calor absorbido en la reacción se elimina o añade a través
de una camisa o de un sistema de tubos. Dentro de las industrias química y farmacéutica, camisas de refrigeración
externa son generalmente preferidas, ya que el tanque resulta más fácil de limpiar. La operación de estas camisas puede

ser definida por 3 parámetros:
• Tiempo de respuesta para modificar su temperatura
• Homogeneidad de dicha temperatura
• Estabilidad de su temperatura
La camisa única es el diseño más antiguo cuya utilidad está probada pero que presenta ciertas limitaciones.
Cuando el tanque es grande cuesta ajustar la temperatura del fluido inyectado, lo cual se traduce en lentitud en el
control. Por otro lado la distribución de dicho fluido también es defectuosa produciéndose diferencias entre las paredes
laterales y el fondo. A continuación se explican algunas soluciones a este diseño. Una es usar varias camisas en el
mismo reactor cubriendo diferentes secciones. Otra es la camisa de media bobina se hace soldando tuberías alrededor
del exterior del tanque para crear un flujo circular en el semicanal con el que se mejora la transmisión. Y una última es la
camisa de flujo constante (Coflujo) es una camisa pero con 20 o más pequeños elementos. La válvula de control abre o
cierra cada uno de estos elementos según convenga. Al variar la zona de transferencia de calor de este modo, el
proceso se puede regular sin modificar la temperatura de la camisa. Esta camisa tiene una muy rápida respuesta al
control de la temperatura (por lo general menos de 5 segundos), debido a la corta duración del flujo y alta velocidad del
fluido en los canales. Al igual que en la camisa de media bobina el flujo es uniforme. Debido a que la camisa opera a
temperatura constante las oscilaciones de temperatura en la entrada vistas en otras camisas están ausentes. Una
característica de este tipo camisas es que se puede controlar el flujo de calor de una forma muy precisa lo que permite
un mejor control de la velocidad de reacción para la detección de puntos finales, además de los rendimientos, etc.
A continuación se procederá a desarrollar el modelo matemático de un reactor tanque agitado discontinuo en el que
se lleva a cabo una reacción en fase homogénea.
Un reactor tanque agitado
discontinuo es un sistema cerrado,
que funciona por cargas, en el que, si
la agitación está bien diseñada (por
tanto con la relación H/DR, Da/DR,
tipo de agitador y potencia de
agitación adecuados), sigue el
modelo de flujo ideal de mezcla
perfecta. En él se carga una cantidad
de reactantes (Vº≡volumen inicial de
fluido•
, nºj≡moles iníciales del
componente j, cºj≡concentración del
componente j a t=0) y se deja evolucionar con el tiempo (V≡volumen de
reacción, nj≡moles de componente j, cj≡concentración del componente j
a t>0) por lo que si sigue el modelo de flujo de mezcla perfecta la composición y temperatura en el sistema es uniforme pero
variable con el tiempo.
El balance macroscópico de materia del reactante limitante (que es el que se agota antes dadas las condiciones
iníciales y la estequiometria) en el reactor donde transcurren R reacciones (1,2,...,i,...,R) es el siguiente:
•
Para los sistemas de una fase, V se refiere al sistema reaccionante que no es necesariamente el volumen del reactor. Así por ejemplo, para
reacciones en fase líquida se requiere un espacio adicional en cabeza.
(cA) nA
(cP) nP
t
productos
reactantes
DR
Da
H

A
A Ai i
i
dn
R R
dt
ν= = ∑
Dada la definición de conversión porcentual de reactante, XA, la de velocidad extensiva de la reacción, R, la de la
velocidad intensiva, r, así como la relación entre ambas
o
A A
A o
A
n n
X
n
−
= A iA i
i
r rν= ∑ ( , )i jr f T c= ( )
V
R rdV si MP rV= = =∫
se tiene
o A
A iA i A
i
dX
n rV r V
dt
ν− = =∑
cuya integración proporciona la siguiente expresión denominada ECUACIÓN DE DISEÑO DEL REACTOR DISCONTINUO DE
MEZCLA PERFECTA
A AX X
o oA A
A Ao o
iA i A
i
dX dX
t n n
rV r Vν
= =
− −∫ ∫∑
(2.1)
Dicha expresión permite conocer el tiempo necesario
para obtener una conversión dada y de la que cabe destacar
que –rA(XA,T) y V(n,T,P) pueden ser o no ser constantes con el
tiempo. Esta ecuación es, pues, totalmente general. La
interpretación gráfica de esta ecuación se presenta en la Figura
2.1.
La ecuación de diseño puede simplificarse en los siguientes casos:
i. Volumen constante: situación que suele encontrarse para muchos sistemas de reacción líquidos de densidad
constante y para gases a presión constante o sin cambio en el número de moles en la reacción. La interpretación
gráfica en este caso se muestra en la Figura 2.2.
( ) 1
A A A
o
A A A
o o
A A A
o oX X X
oA A A A A
Ao o o
iA i A A
i
o o o
oA A A A A
A o o o o
A A A
A
A o
A
c c c
A A A
c c c
A iA i A
i
n dX n dX dX
t c
V r V r r
n n V c Vc c
X V V
n V c c
dc
dX
c
dc dc dc
t
r r r
ν
ν
= = =
− − −
− −
= = = = = −
= −
= − = − =
− − −
∫ ∫ ∫∑
∫ ∫ ∫∑
ii. Volumen variable de manera proporcional a la conversión: la mayoría de los sistemas de reacción en fase gas en los
que hay variación del número de moles por la reacción y/o presión variable y/o temperatura variable
En un sistema discontinuo con reacción en fase gas, las concentraciones de los componentes se pueden
1/(-rA)V
XA
t/nºA
Figura 2.1: Interpretación gráfica de la ecuación de diseño (2.1)
1/(-rA)
cºA
t
cA
Figura 2.2: Interpretación gráfica de la ecuación de diseño (2.1) para

expresar en función del volumen a través de la ecuación de estado PV znRT= . Esta ecuación válida para
cualquier tiempo de manera que 0 0o o o o o
P V z n RT t y PV znRT t= = = > . En concreto, el cociente
entre ambas expresiones proporciona la variación del volumen del sistema con la presión, temperatura y
composición
o
o
o o o
P T z n
V V
P T z n
⎛ ⎞⎛ ⎞⎛ ⎞⎛ ⎞
= ⎜ ⎟⎜ ⎟⎜ ⎟⎜ ⎟
⎝ ⎠⎝ ⎠⎝ ⎠⎝ ⎠
. Por otro lado, si el número total de moles es
( ( ) 1)= + −∑ jo o
A A
j A
n n n X
υ
υ
se tiene que 1 ( ( ) 1)
o
j A
Ao o
j A
n n
X
n n
υ
υ
= + −∑ , ecuación que combinada con la de la
variación del volumen permite deducir que
1 ( ( ) 1)
o o
jo A
Ao o o
j A
P T z n
V V X
P T z n
υ
υ
⎛ ⎞⎛ ⎞⎛ ⎞⎛ ⎞
= + −⎜ ⎟⎜ ⎟⎜ ⎟⎜ ⎟
⎝ ⎠⎝ ⎠⎝ ⎠⎝ ⎠
∑ .
Así pues para la mayoría de los sistemas gaseosos en los que la compresibilidad apenas varía con la presión y la
temperatura, la expresión resulta
1 ( ( ) 1)
o o
jo A
Ao o
j A
P T n
V V X
P T n
υ
υ
⎛ ⎞⎛ ⎞⎛ ⎞
= + −⎜ ⎟⎜ ⎟⎜ ⎟
⎝ ⎠⎝ ⎠⎝ ⎠
∑ (2.2)
Donde =( ( ) 1)
o
j A
A o
j A
n
n
υ
ε
υ
−∑ (2.3) es el
denominado coeficiente de expansión
volumétrica.
En el caso de un reactor a presión y
temperatura constantes la ecuación de diseño resulta
ser
(1 ) (1 )
A A
o
X X
oA A A
Ao o o
A A A A A A
n dX dX
t c
V r X r Xε ε
= =
− + − +∫ ∫
Y la interpretación gráfica se presenta en la Figura 2.3.
En las reacciones en fase líquida, el efecto de los cambios en la presión total, aún si son relativamente grandes,
sobre el volumen, y por tanto sobre la concentración, es insignificante. En consecuencia, podemos hacer caso omiso del
efecto de la caída de presión sobre la velocidad de reacción al dimensionar los reactores en fase líquida.
En la ecuación (2.1) aparece la velocidad intensiva de generación de A, la cual es función de la temperatura. Según
el modo de operación del reactor sea isotérmico o adiabático el balance de entalpía es distinto y se requiere con una finalidad
diferente.
2.2.1. Régimen isotermo.
En ciertas circunstancias es conveniente mantener el reactor en condiciones isotermas, ya sea la reacción exo o
endotérmica ya que, en ausencia de control de la temperatura, ésta puede ser demasiado alta para la estabilidad del producto
1/(-rA)(1+εAXA)
XA
t/cºA
Figura 2.3: Interpretación gráfica de la ecuación de diseño en el
caso de volumen variable, pero presión y temperatura constantes

o demasiado baja para la velocidad de reacción. En caso de requerirse control de la temperatura se instala un serpentín o una
camisa de intercambio de calor.
En este caso al trabajar a T=cte en el reactor, el balance de entalpía se requiere para determinar el caudal de calor
a eliminar en función del tiempo de operación.
El balance macroscópico de entalpía aplicado al sistema
de reacción (el fluido reaccionante) con temperatura y composición
uniforme, tiene la siguiente forma
*
* *( ) ( )ˆ ˆ ˆ( ) ·
trabajo de expansion
m m i
m i
d H H d PV
H H w H R Q W
dt dt
dV
W P
dt
−
= − − Δ + + +
= − ≡
∑ ∑
Puesto que el sistema es cerrado se simplifica de la siguiente forma
*
*( ) ( )ˆ · i
i
d H H d P
H R Q V
dt dt
−
= − Δ + +∑
Así mismo, cuando el sistema es líquido o gas a presión constante el último termino es nulo, para gas ideal es nulo y
para gas a volumen constante es muy pequeño y por tanto despreciable, por lo que el BME resultante es
*
*( ) ˆ · i
i
d H H
H R Q
dt
−
= − Δ +∑ (2.4)
Y si el sistema es isotermo y sin cambios de fase el primer termino de la ecuación anterior es nulo por lo que el flujo
de calor a retirar es el generado por la reacción.
*
( )
0
d H H
dt
−
=
*ˆ · i
i
Q H R= Δ∑ (2.5)
Resultando que la relación entre el flujo de calor y la conversión, en el caso de una sola reacción, es la siguiente
* *
* *
ˆ ˆ
ˆ ˆ· ( )oA A A
A
A A A
R H dn H dX
Q H R H n f t
dt dtν ν ν
Δ Δ
= Δ = Δ = = − = (2.6)
por lo que el calor total intercambiado será
*
* * * *
0 0 0 0 0
* *
ˆ1ˆ ˆ ˆ ˆ( ) · · · ·
ˆ ˆ
( )
A
o
A
t t t t t n
A A
An
A A A
o
o A A
A A
A A
r V dn H
Q Q t dt H Rdt H rVdt H Vdt H dt dn
V dt
H H n X
n n
ν ν ν
ν ν
Δ
= = Δ = Δ = Δ = Δ = =
Δ Δ
= − − = −
∫ ∫ ∫ ∫ ∫ ∫
nºj, Vº,nj, V
n (kg), ˆpmc (J/(kg·K)
T
wc
Tc

Dicho flujo de calor proviene de un intercambiador de calor por el que circula un fluido con un caudal (wc ) y una
temperatura (Tc). Por tanto del balance macroscópico de entalpía a dicho fluido se tiene que
* *
2 2 1 1 ¨
ˆ ˆ ˆ ˆ ˆ( ) ( ) /c c c c c pc c c cQ w H H w H H w c T y o w λ= − − − = Δ
y de la ecuación de diseño del mismo se tiene que
[ ] [ ] [ ]( ) ( ) ( )c c cml ml
Q UA T T o A U T T o UA T T= − − −
Como puede observarse las variables en el diseño del intercambio de calor son: Tc, A y wc. Puesto que el reactor es
discontinuo será necesario que uno o varias de dichas magnitudes sean variables en el tiempo.
2.2.3. Regimen adiabatico
En este caso el balance de entalpía se requiere para encontrar la relación entre temperatura y conversión ya
que la constante cinética depende de dicha temperatura. Retomando el balance macroscópico de entalpía (ecuación 2.4)
en el que se considera Q=0, en unidades másicas para que así la cantidad de materia, n, sea constante o en unidades
molares si 0υ = , y considerando que la capacidad calorífica del sistema es constante o bien tomando un valor medio
de la misma, se tiene que para gases y líquidos a presión constante es válida la siguiente expresión [el balance
macroscópico de entalpía está deducido en unidades molares, por lo que al combinarlo con los presupuestos anteriores
es necesario tener la precaución de mantener las unidades de forma coherente]:
*
*
1
( ) ˆˆ
R
P i i
i
d H H dT
nc H R
dt dt =
−
= = − Δ∑
que en el caso particular de una sola reacción se simplifica a
*ˆˆP
dT
nc H R
dt
= −Δ
Combinando la definición de velocidad intensiva de la reacción, conversión porcentual de un componente,
velocidad extensiva y caudal de generación, del balance macroscópico de materia de A se tiene que
1 ( )
; ; ;
o o
A A A A A
A A A Ao
A A
dn n n n dX
r X R R R rdV R
V dt n dt
ν
ν
−
= = = = ⇒ = −∫
con lo que el balance de energía queda como
*
*
*
ˆ
ˆˆ
ˆ
ˆ
o o
A A A A
P
A A
o
A
P A
A
dT n dX H n dX
nc H
dt dt dt
H n
nc dT dX
ν ν
ν
⎛ ⎞ Δ
= −Δ − =⎜ ⎟
⎝ ⎠
Δ
=
de donde por integración y suponiendo la entalpía de la reacción constante respecto a la temperatura, se obtiene la
expresión de una recta que es la denominada adiabática de la reacción

*ˆ
( )
ˆ
o
o oA
A A
A P
H n
T T X X
ncν
Δ
= + − (2.7)
Esta relación lineal permite
seguir la evolución de la
temperatura con la conversión o
viceversa, siendo la pendiente
positiva o negativa según la
reacción sea exotérmica o
endotérmica. La Figura 2.4 muestra
la representación gráfica de la
ecuación (2.7) en el caso de una
reacción irreversible e reversible.
2.3. Reactor continúo de mezcla perfecta.
Los reactores continuos tanque agitado se usan normalmente para llevar a cabo reacciones en fase líquida,
tanto en el laboratorio como a escala industrial. Sin embargo, también se usa para llevar a cabo reacciones en fase gas
sobre todo cuando son reacciones catalizadas por un sólido y para sistemas de reacción sólido-líquido-gas (S-L-G).
Sea el siguiente reactor tanque agitado que sigue el
modelo de flujo de mezcla perfecta, por tanto con la relación
H/DR, Da/DR, tipo de agitador y potencia de agitación adecuados.
En las unidades continuas interesa la operación en
estado estacionario, por tanto se diseñan para ello. En
consecuencia la ecuación de diseño que se deducirá será válida
para dicho estado estacionario, no siéndolo ni para la puesta en
marcha ni para la parada.
2.3.1. Ecuación de diseño.
En estado estacionario el balance macroscópico de materia para el reactante limitante es el siguiente:
,
1
0
T
m A A
m
w R
=
= +∑
Puesto que el reactor sigue el modelo de flujo de mezcla perfecta, está perfectamente homogeneizado, la
relación entre el caudal de generación y la velocidad intensiva es la siguiente:
0 0
V V
A A A AR r dV r dV r V= = =∫ ∫
con lo que el balance es:
,
1 1
T R
m A A A iA i
m i
w R r V V rν
= =
⎛ ⎞
− = = = ⎜ ⎟
⎝ ⎠
∑ ∑
T=T2
w1=q1c1A,cp1, T1,
X1A
V,cA=c2A
w2=q2c2A,cp2, T2,
X2A
Figura 2.4: Representación gráfica de la ecuación (2.7)
XA
TTo
ΔH* >0 endotérmica
Lugar geométrico de la evolución del reactor
Pte= *
ˆ
ˆ
A P
o
A
nc
H n
ν
Δ
=
.
1A
capacidad cal
calor liberado X =
TTo
ΔH* <0 exotérmicaXA
irreversible
reversible
irreversible
reversible

La definición de conversión porcentual de un componente en un sistema continuo es
(1 )Ao A
A A Ao A
Ao
w w
X w w X
w
−
= ⇒ = −
Cuando la corriente de alimento está exenta de producto de la reacción wAo es wA1. Sin embargo, si el alimento
lleva producto es necesario referir la conversión de dicha corriente, como la de la salida, a un mismo punto de manera
que:
1 1
2 2
(1 )
(1 )
A Ao A
A Ao A
w w X
w w X
= −
= −
donde wAo es un caudal de alimento libre de producto que se calcula de acuerdo a la estequiometria. El balance
resultante es
0 1 2( ) ( )A A A Ao A Aw X X w X V r− = − Δ =
1
A A
R
Ao o Ao A
iA i
i
V V X X
w q c r
rν
=
Δ Δ
= = =
− ⎛ ⎞
−⎜ ⎟
⎝ ⎠
∑
1
A A
Ao Ao R
o A
iA i
i
V X X
c c
q r
r
θ
ν
=
Δ Δ
= = =
− ⎛ ⎞
−⎜ ⎟
⎝ ⎠
∑
(2.8)
Si el alimento no está parcialmente convertido (X1A=0) se tiene que qo=q1 y cAo=cA1. El cociente oV q θ=
tiene unidades de tiempo y recibe el nombre de tiempo espacial. Dicho tiempo representa el tiempo necesario para
tratar un volumen de alimentación (V) medido en las condiciones del alimento. La inversa del tiempo espacial recibe el
nombre de velocidad espacial. El tiempo medio de residencia es 2V q y representa el tiempo que está en el reactor
cada elemento de volumen. Ambos tiempos sólo coinciden cuando la densidad del sistema es constante ya que en ese
caso qo=q2.
La ecuación (2.8) en el caso concreto de un sistema de densidad constante queda reducida de la siguiente
forma:
1 2( )
Ao A o Ao o A
A
Ao o Ao
Ao A
o
Ao
w w q c q c
X
w q c
c c
cte q q q q
c
ρ
− −
= = =
−
= = ⇒ = = = =
2 1
2 1 1 2
( )
( ) ( ) ( )
A A
Ao
o A
Ao A Ao A A A
A A
V X X
c
q r
c c c c c c
r r
θ
−
= = =
−
− − − −
= =
− −
(2.9)
XAX1A X2A
AREA=θ/cAo
Pto. de operación
1/-rA
(1/-rA)sitema
AREA=θ
Pto. de
operación
cAc2A c1A
1/-rA

2.3.2. Régimen isotermo.
Se define régimen isotermo en un reactor tanque agitado
continuo de mezcla perfecta cuando existe intercambio de calor entre el
sistema reaccionante y el entorno. El balance macroscópico de entalpía
para un reactor continuo tanque agitado en régimen estacionario y sin
cambios de fase se reduce a:
* *ˆˆ0 ( ) ·m m pm i
m i
T T w c H R Q= − − Δ +∑ ∑
si sólo existe una entrada y una salida, si w1=w2 en unidades molares ya que 0υ = o se trabaja en unidades másicas y cp se
suponen constante:
*
2 1
ˆˆ( ) ·p i
i
T T wc H R Q− = − Δ +∑ (2.10)
Esta ecuación relaciona la temperatura de salida del fluido, y por tanto la del reactor, con el caudal de calor a eliminar del
reactor. Si sólo se tiene una reacción la ecuación anterior se reduce a
*
2 1
ˆˆ( ) ·pT T wc H R Q− = −Δ +
la cual junto con el balance macroscópico de materia y la conversión de A
1 2 1 2 1 20 ( )A A A A A A oA A A A
A
oA
A
w w R w w R w X X R
X
R w
ν ν
ν
= − + = − + = − +
Δ
= −
proporciona la siguiente ecuación:
*
2 1
ˆ
ˆ ˆ
oA
A
A p p
H w Q
T T X
wc wcν
⎛ ⎞Δ
= + Δ +⎜ ⎟⎜ ⎟
⎝ ⎠
(2.11)
Como ( ) ( )( )*ˆ ˆoA A pH w wcνΔ y ( )ˆpQ wc son constantes (estado estacionario), la relación es lineal y
formalmente análoga a la obtenida para un reactor discontinuo pero representa “físicamente” un solo punto. Puesto que las
unidades de ( )ˆpQ wc son de temperatura
((J/s)/(kg/s·J/(kgK))) en realidad la ecuación es
* *
2 1
1
ˆ ˆ
ˆ ˆ ˆ
ˆ
oA oA
A A
A p p A p
p
H w Q H w
T T X T X
wc wc wc
Q
T T
wc
ν ν
⎛ ⎞ ⎛ ⎞Δ Δ
= + Δ + = + Δ⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠
= +
T=T2
wc
Tc
w1,cp1, T1
w2,cp2, T2
Q
X2A
X1A
T
T2
*
ˆ
ˆ
A p
oA
wc
pte
H w
ν⎛ ⎞
=⎜ ⎟
Δ⎝ ⎠
Figura 2.7: Interpretación gráfica de la ecuación de diseño

(2.12)
Y su interpretación gráfica se presenta en la Figura 2.7.
2.3.3. Régimen adiabático.
Si no existe intercambio de calor entre el sistema y los alrededores se dice que el régimen térmico es adiabático. En
este caso Q es 0 y las ecuaciones 2.10 y 2.11 son
*
2 1
ˆˆ( ) ·p i
i
T T wc H R− = − Δ∑ (2.13)
*
2 1
ˆ
ˆ
oA
A
A p
H w
T T X
wcν
⎛ ⎞Δ
= + Δ⎜ ⎟⎜ ⎟
⎝ ⎠
(2.14)
Ecuación formalmente análoga a la obtenida para un reactor discontinuo pero representa “físicamente” un solo
punto. Es necesario señalar que a pesar de ser régimen adiabático en estado estacionario la temperatura de un reactor
tanque agitado continuo de mezcla perfecta es única: es un punto de operación.
2.3.4. Multiplicidad de estados estacionarios (Estabilidad estática).
En la resolución del modelo matemático de un RCTA de modelo de flujo de mezcla perfecta, en el que el caudal,
composición de alimentación, y caudal de producto vienen determinados, es posible más de una solución. Ante esta situación
es necesario estudiar la viabilidad de cada uno de los posibles estados estacionarios.
Para poder visualizar de forma sencilla supongamos un sistema de
densidad constante donde se lleva a cabo una reacción, A→B, de primer
orden (rA=-kcA). Si X1A=0 y la densidad es constante, se tiene que
qo=q1=q2, woA=w1A y coA=c1A, por lo que la ecuación de diseño (2.8) es en
este caso la siguiente
2
2
( 0)
(1 ) (1 )
A A A
Ao Ao Ao
o A A A
A A
Ao
Ao A A
V X X X
c c c
q r r kc
X X
c
kc X k X
ν
θ
Δ Δ Δ
= = = =
− −
Δ −
= = =
− −
/
2 /
(1 ) (1 )
E RT
A E RT
k Ae
X
k Ae
θ θ
θ θ
−
−
= =
+ +
(2.15)
ecuación sigmoidea entre XA y T, por tanto es necesario plantear el balance de entalpía (2.11). Si el intercambiador usa un
caudal wc muy elevado o un vapor que condensa se tiene que la diferencia de temperatura (T-Tc) es constante y el balance de
entalpía resulta
( ) ( )2 1 2 1 2 1 2* *
ˆ ˆ( ) ( ) (
ˆ ˆ
A A
A A p p c
oA oA
X X wc T T Q wc T T UA T T
H w H w
ν ν⎛ ⎞ ⎛ ⎞
− = − − = − + −⎜ ⎟ ⎜ ⎟
Δ Δ⎝ ⎠ ⎝ ⎠
( )2 1 2 1*
ˆ ˆ( ) ( )
ˆ
A
A A p p c
oA
X X wc UA T wc T UAT
H w
ν⎛ ⎞
− = + − +⎜ ⎟
Δ⎝ ⎠
(2.16)
T=T2 c=c2A
wc
Tc
w1,cp1, T1
c1A (X1A)
w2,cp2, T2
c2A (X2A)
Q

La representación gráfica de ambas ecuaciones y de las soluciones al sistema se representa en la Figura 2.8.
Según la pendiente y la ordenada en el origen del balance de entalpía las soluciones pueden ser una, dos o tres. Como puede
observarse si la reacción es exotérmica la solución es multiple mientras que si es endotérmica es única. En el primer
caso claramente el nivel de conversión que proporciona cada una de las soluciones es distinto siendo A<B<C. Siempre
interesa que la con versión sea la máxima posible, pero a la
vez es necesario combinarlo con la máxima temperatura
admisible y la estabilidad térmica del sistema.
Los reactores químicos son unidades que presentan
frecuentemente grandes dificultades de control, en particular si
las reacciones son rápidas y exotérmicas, pudiendo ser
peligrosas y potencialmente explosivas. El que el fenómeno sea
controlable depende de la velocidad de producción y de
eliminación de calor. Si la velocidad de producción es superior a
la de eliminación el reactor se irá calentando, pudiendo llegar a
fundir y/o producirse una explosión. Consecuentemente se
procederá a estudiar como es el calor producido sobre el
eliminado en cada uno de los posibles puntos estacionarios
para determinar su estabilidad (diagrama de Van Heerden)(ver
Figura 2.9).
El calor producido por la reacción es *ˆ
P i
i
Q H R= − Δ∑ . Si para una sola reacción se introduce la velocidad
extensiva de la reacción que proporciona el balance de materia 2oA A oR c X q= , se obtiene *
2
ˆ
P oA A oQ H c X q= −Δ (2.17).
Mientras que el eliminado es
( ) ( )2 1 2 1 2 2 1
ˆ ˆ ˆ ˆ( ) ( ) ( ( ) ( )e p p c p p cQ wc T T Q wc T T UA T T wc UA T wc T UAT= − − = − + − = + − + (2.18).
El punto A es un punto de funcionamiento
estable pero de conversión baja. Entre A y B el calor
producido es inferior al eliminado por lo que el
reactor no puede funcionar continuamente de forma
estable, de manera que evoluciona hacia el punto A.
En el punto B el calor eliminado es igual al
producido, pero sin embargo es inestable ya que
una pequeña perturbación hará que el sistema
evolucione hacia A (enfriamiento) o hacia C
(calentamiento o runaway). Si aumenta la
temperatura se tiene que Qp>Qe y el sistema se calentará más desplazandose hacia C a través del correspondiente estdo no
estacionario, mientra que si disminuye evolucionarà hacia A ya que se enfriarà más al ser Qp<Qe . Es decir, entre B y C el
calor producido es superior al eliminado por lo que el reactor no puede funcionar continuamente de forma estable, de manera
que evoluciona hacia el punto C. Este punto B se denomina de encebamiento o ignición ya que es la temperatura mínima a la
que debe calentarse el reactor durante la puesta en marcha para que pueda alcanzar por sus propios medios el punto estable
C de mayor conversión. En A y C qualquier variación de la temperatura hace que el sistema revierta sobre si mismo. El punto A
se denomina de extinción.
XA=X2A
1
T=T2
( )1
2
ˆ
ˆ( )
p c
p
wc T UAT
T
wc UA
⎛ ⎞+
= ⎜ ⎟
⎜ ⎟+⎝ ⎠
B
A
C
BE
BM
Figura 2.8: Interpretación gráfica de la ecuaciónes (2.15) y
(2.16)
Qe,Qp
T=T2
B
A
C
Valor de Qp a
conversión total
Figura 2.9: Diagrama de VAN HEREDEN

La situación de inestabilidad potencial del punto B puede convertirse en estable si se adiciona al reactor un sistema
corrector (CONTROL) que corrija las desviaciones que se produzcan, ya que a veces conviene trabajar en zonas cercanas a la
inestabilidad.
Tabla 2.2: Criterio de estabilidad estática
El criterio de inestabilidad e estabilidad estática, es decir, la inherente al sistema
sin elementos correctores de control, puede expresarse matemáticamente por las
desigualdades mostradas en la Tabla 2.2. La condición implica una respuesta instantánea
del reactor a la temperatura, lo cual no siempre ocurre así. La estabilidad desde un punto
de vista estricto y riguroso tiene que estudiarse desde el punto de vista dinámico
(ESTABILIDAD DINÁMICA), resolviendo el modelo matemático en estado no estacionario y
observando las trayectorias de evolución del reactor con el tiempo.
Variando la temperatura, la composición del alimento y/o el calor eliminado la posición de los estados estacionarios
se modifica. A continuación se presenta la influencia de dichos parámetros.
i. Influencia de la temperatura del alimento (T1) (ver Figura 2.10)
ii. Influencia de la presencia de inertes en el alimento (ver Figura 2.11)
iii. Influencia del calor eliminado: varia la pendiente y la ordenada en el origen del BE
El la figura 2.10 el BME amarillo corresponde a la temperatura del alimento por debajo de la cual sólo existe un
estado estacionario de baja conversión, mientras que el BME verde corresponde a la temperatura del alimento por encima de
la cual sólo existe un estado estacionario de elevada conversión. Entre ambas existen 2 o 3 estados estacionarios.
Se puede demostrar que para R reacciones independientes
exotérmicas pueden existir como máximo 2R+1 estados estacionarios
de los cuales R son inestables (ver Figura 2.12).
Para reacciones exotérmicas reversibles se presenta una
casuística idéntica (ver Figura 2.13). En este caso se observa que hay
una temperatura óptima de operación en la que la conversión es
máxima para un valor de θ dado. Por encima o por debajo de ésta Tm
la conversión disminuye.
En el caso de reversible endotérmica podría haber 3 estados
estacionarios, pero no es normal empezar a una temperatura elevada.
De la ecuación (2.17) combinada con la ecuación de diseño se deduce que Qp es función de la energía de
activación de la reacción de manera que cuanto mayor es ésta menos abrupta es la función Qp(T). De igual forma se deduce
ESTABILIDAD ESTÁTICA
INESTABLE
pe
dQdQ
dT dT
<
ESTABLE pe
dQdQ
dT dT
>
Figura 2.10: Influencia de la temperatura del alimento en
los estados estacionarios
T=T2
XA=X2A
1
( )1
2
ˆ
ˆ( )
p c
p
wc T UAT
T
wc UA
⎛ ⎞+
= ⎜ ⎟
⎜ ⎟+⎝ ⎠
T1 creciente
XA=X2A
1
T=T2
( )
*
ˆ
( )
A p
Ao
Ao Io Ao
wc UA
pte
H w
c c w pte
ν⎛ ⎞+
= ⎜ ⎟
⎜ ⎟Δ⎝ ⎠
↑⇒ ↓⇒ ↑⇒ ↓
Cantidad de inertes
creciente
( )1
2
ˆ
ˆ( )
p c
p
wc T UAT
T
wc UA
⎛ ⎞+
= ⎜ ⎟
⎜ ⎟+⎝ ⎠
Figura 2.11: Influencia de la cantidad de inertes en el
alimento en los estados estacionarios
XA=X2A
T=T2
C
B
A
R=3
2R+1=7
Figura 2.12: Numero de estados estacionarios para R
reacciones independientes exotérmicas

que también es función del tiempo espacial como se muestra en la Figura 2.14.
2.4. Reactor de flujo en pistón. Ecuación de diseño. Régimen isotermo. Régimen adiabático.
Los reactores tubulares se usan para llevar a cabo reacciones en fase líquida y en fase gaseosa, tanto a escala de
laboratorio como a escala industrial. Si dichos reactores están diseñados de manera que la razón L/D cumple con los criterios
establecidos(>50, Rase H.F. 1977), se pueden comportar como reactores de flujo en pistón.
En un reactor de flujo en pistón la concentración varía a lo largo del mismo. No se puede suponer que la
concentración es uniforme y por tanto tampoco rj es uniforme. Por consiguiente:
0 0
V V
A A AR r dV r dV= ≠∫ ∫
El modelo de flujo supone sólo la existencia de gradientes de concentración en la dirección del flujo (axial),
siendo radialmente uniforme. En consecuencia, para un volumen suficientemente pequeño la composición puede
w1=q1c1A,cp1, T1,
X1A
dV
w2=q2c2A,cp2, T2,
X2A
wo=qocoA,cp1, T1,
XoA
T=T2
XA=X2A
1 Demasiado calor producido,
concentración de inertes
baja
Temperatura demasiado
alta, conversión baja
( )1
2
ˆ
ˆ( )
p
p
wc T UA
T
wc UA
⎛ ⎞+
= ⎜ ⎟
⎜ ⎟+⎝ ⎠
calor producido insuficiente,
concentración de inertes excesiva
Temperatura denmasiado baja,
conversión baja
Tm
Figura 2.13: Estados estacionarios para una reacción reversible
exotérmica
Figura 2.14: Dependencia del calor producido con la energía de activación y el
tiempo espacial
Qp
T=T2
+ Ea
- Ea
T=T2
Qp
+ θ
- θ

suponerse prácticamente uniforme verificándose: A AdR r dV= .
En cuanto a la temperatura es necesario señalar que radialmente es uniforme y que longitudinalmente depende de
cómo se lleve a cabo la operación.
2.4.1. Ecuación de diseño.
El balance de materia del reactante A en el diferencial de volumen en estado estacionario es:
0 ( )A A A A
A A
w w dw dR
dw dR
= − + +
=
(2.19)
dada la definición de conversión (1 )A Ao Aw w X= − , se tiene
A Ao A Adw w dX r dV= − = (2.20)
1
A A
R
Ao A
iA i
i
dV dX dX
w r
rν
=
= =
− ⎛ ⎞
−⎜ ⎟
⎝ ⎠
∑
2
10
A
A
V X
A
X
Ao A Ao o Ao
dV dX V V
w r w q c
= = =
−∫ ∫
2
1
A
A
X
A
Ao X
A
dX
c
r
θ =
−∫ (2.21)
La ecuación 2.21, ó ecuación de diseño del reactor continuo de flujo en pistón, es una ecuación general válida tanto
si la densidad del sistema es constante como si no lo es, así como para cualquier régimen térmico. Cabe también resaltar la
analogía de esta ecuación con la del reactor discontinuo de mezcla perfecta.
Para densidad constante, ρ=cte, la conversión del
reactante limitante resulta ser 1 A
A
Ao
c
X
c
= − . Por lo que cambiando
de variable, A
A
Ao
dc
dX
c
= − , la ecuación (2.21) se simplifica de la
siguiente manera
2 2
1 1
2 1
1 2
( )
( ) ( )
A A
A A
A A
A A
X c
A A
Ao AoX c
A A Ao
c c
A A
c c
A A
dX dc
c c
r r c
dc dc
r r
θ
−
= = =
− −
−
= =
− −
∫ ∫
∫ ∫
(2.22)
Obsérvese que, para una cinética de velocidad creciente frente a la concentración, las áreas correspondientes a las
ecuaciones 2.21 y 2.22 son inferiores a las de un RCTA para los mismos niveles de conversión.
Figura 2.15: Interpretación gráfica de la ecuación
de diseño (2.21)
1/(-rA)=f(XA,T)
X2A
θ/cAo=V/wAo
X1A
1/(-rA)
c1A
θ
c2A
Figura 2.16: Interpretación gráfica de la ecuación
de diseño (2.22)

2.4.2. Régimen isotermo
El objetivo de este régimen térmico es conseguir la
misma temperatura en todo el reactor, y para ello se realiza un
intercambio de calor. El balance de entalpía en el diferencial de volumen
con los condicionantes anteriores (ver apartado 2.3.2) resulta ser:
* * *ˆˆ ˆ0 ( ) ( ) ·p p i i
i
T T wc T dT T wc H dR dQ= − − + − − Δ +∑
*ˆˆ0 ·p i i
i
wc dT H dR dQ= − − Δ +∑
*ˆˆ ( · ) ( )p i i c
i
wc dT H r dV U T T dA= − Δ + −∑ (2.23)
Para una sola reacción y combinando con el balance de materia (ec.(2.20)) se obtiene
*ˆˆ ( ) ( )Ao
p A c
A
w
wc dT H dX U T T dA
ν
= Δ + − (2.24)
Lo cual para régimen isotermo (dT=0) y para U y Tc constantes
*ˆ( ) ( ) Ao
c A
A
w
Q UA T T H X
ν
= − = − Δ Δ (2.25)
Si Tc varia entre Tc1 y Tc2, entonces
*ˆ( ) ( ) Ao
c ml A
A
w
Q UA T T H X
ν
= − = − Δ Δ (2.26)
Un reactor de flujo en pistón isotermo es muy difícil de conseguir. Se puede conseguir si la entalpía de la reacción es
muy pequeña o el grado de conversión muy bajo. Si no es así hay que poner un dispositivo de intercambio muy complejo. El
coeficiente global de transmisión de calor, U, puede suponerse en muchos casos que varía poco a lo largo del reactor. Sin
Si U y ΔT son ctes.
( )·c c f
Q U T T A= −
Si U es cte.
1 2 1 1 2 2
1 1 1
2 2 2
· ·
( ) ( )
( )
ln ln
( )
c ml
c f c f
ml
c f
c f
Q U A T
T T T T T T
T
T T T
T T T
= Δ
Δ − Δ − − −
Δ = =
Δ −
Δ −
si 1TΔ y 2TΔ son similares ml maT TΔ ≈ Δ
si 2 1 2
2T T TΔ < Δ < Δ el error es <5%.
Si U= a+bT y ΔT no son ctes.
1 2 2 1
1 2
·( · )
ln
c ml
U T U T
Q A U T A
U T
U T
Δ − Δ
= Δ =
Δ
Δ
En el caso general es
necesario realizar una
solución numérica.
( )c c f
A
Q U T T dA= −∫
dV
dQ=UdA(Tc-T)
T, w, ĉp T+dT, w, ĉp
Tc
Cte en el
diferencial

embargo, Tc es difícil de mantener constante a lo largo de todo el reactor. Podría ser constante cuando se utiliza vapor
condensable como calefactor, caso en el que habría que variar el caudal de dicho condensado.
Los dispositivos habituales empleados para llevar a cabo el intercambio de calor son los encamisados y el reactor
multitubular. Dichos dispositivos industriales resultan ser no isotermos-no adiabáticos.
Una opción de diseño para solventar problemas de intercambio de calor, cuando me interesa el control de la
temperatura para maximizar la respuesta atendiendo a factores cinéticos y termodinámicos, es la de reactores tubulares
adiabáticos con refrigeración intermedia. Cuando se requiere controlar la temperatura sólo por razones cinéticas la opción de
diseño válida es la de tanques en serie con refrigeración intermedia.
2.4.3. Régimen adiabático
En régimen adiabático no se realiza intercambio de calor alguno con el exterior, consecuentemente 0Q =
y la ecuación 2.24 se convierte en
*ˆˆ ( ) Ao
p A
A
w
wc dT H dX
ν
= Δ
cuya integración proporciona
*
2 1
ˆ
ˆ
Ao
A
A p
H w
T T X
wcν
Δ
= + Δ (2.27)
Esta expresión es idéntica a la obtenida para un reactor adiabático RCTA, pero su interpretación física es distinta.
Aquí se obtiene la variación de temperatura (perfil) en función del incremento de conversión producido en el reactor, por tanto
debe introducirse en la ecuación de diseño para poder resolverse. En el RCTA la T2 es la temperatura uniforme del reactor en
función del incremento de conversión entre la entrada y la salida y/o el sistema.
Para resolver el modelo matemático del reactor tubular adiabático es necesario introducir la ecuación (2.27) en la
ecuación de diseño (ec. (2.21)).
2.5. Distribución óptima de temperatura.
La elección de las temperaturas de trabajo es vital para el buen funcionamiento del reactor. En ausencia de
problemas de selectividad, el mejor diseño será el que implique el menor volumen o tiempo espacial dado un caudal. Para ello
hay que tener en cuenta que para una conversión hay una temperatura a la que la velocidad de reacción es máxima. Por
tanto, la distribución óptima de temperatura es aquella que conduce al (V/wAo)min o (θ/cAo)min. Para alcanzarlo, teniendo en
cuenta la ecuación de diseño (ecs. (2.21) y (2.8)), es necesario tener la velocidad máxima posible en todo punto del reactor.
Por tanto, para hallar el volumen mínimo (o el tiempo espacial mínimo) en un reactor de mezcla perfecta se debe
hallar el punto de operación que proporcione la máxima velocidad. Sin embargo, en un reactor discontinuo o en un reactor de
flujo en pistón habrá que llevar la reacción por la senda que implique utilizar las mayores velocidades para cada nivel de
conversión. Dicha trayectoria depende de las características de la reacción (cinética y equilibrio). Así, si la reacción es:
I. Irreversible (endotérmica e exotérmica), el diagrama conversión-temperatura en este caso se muestra en la Figura
2.17.
Este diagrama representa la cinética de la reacción de forma paramétrica, rA=f(XA,T). En él se observa
claramente que a mayor temperatura para cada conversión la velocidad de reacción es mayor. Consecuentemente

trabajando de forma isoterma a la máxima
temperatura permisible (fijada por la resistencia de los
materiales y las reacciones secundarias) se tiene
siempre la máxima velocidad posible.
II. Reversible endotérmica: es idéntico al punto anterior
III. Reversible exotérmica: en este caso hay dos factores
en oposición, al aumentar la temperatura aumenta la
velocidad pero disminuye la conversión. En
consecuencia existe un máximo de velocidad de
reacción respecto a la temperatura. La función que
une dichos máximos se denomina “lugar geométrico
de las velocidades máximas”, y se determina de la siguiente manera:
( ) 0 ( ) 0
A
A
A
X cte
d r
X T
dT =
−⎛ ⎞
= ⇒ =⎜ ⎟
⎝ ⎠
de
donde para cada temperatura se obtiene la conversión del máximo. Por ello cuando el sistema está lejos del
equilibrio resulta ventajoso emplear la máxima temperatura posible para tener elevadas velocidades, pero cuando se
acerca al equilibrio la temperatura debe reducirse
para desplazar el equilibrio a mayores conversiones.
En consecuencia, la progresión óptima corresponde a
una variación de temperatura, empezando por una
temperatura alta, la máxima permisible, hasta
alcanzar el lugar geométrico de las velocidades
máximas. Una vez alcanzado este lugar se disminuye
la temperatura para evolucionar sobre el lugar
geométrico (ver Figura 2.18).
En general, se puede concluir que la mejor solución
para una reacción
Irreversible Exotérmica: es el trabajo isotermo a la
temperatura máxima permisible
Irreversible Endotérmica: es el trabajo isotermo a la temperatura máxima permisible
Reversible Endotérmica: es el trabajo isotermo a la temperatura máxima permisible
Reversible Exotérmica: es trabajar en el camino óptimo.
Este camino óptimo no siempre se puede llevar a cabo. En la práctica se opta por caminos isotermos y/o
adiabáticos más fáciles de poner en marcha. En caso de optar por un camino adiabático el problema se reduce a
optimizar la temperatura de inicio (del alimento) de manera que para un RCTA se debe operar sobre el lugar geométrico
de las velocidades máximas (Figura 2.19), mientras que para un RFP es la que permite operar a una velocidad media
más elevada (Figura 2.20).
XA XA=1
r
+
-
T máx.
Figura 2.17: Diagrama conversión-temperatura para una
reacción irreversible endotérmica e exotérmica
XA XA=1
r
+
-
Equilibrio r =0
Figura 2.18: Diagrama conversión-temperatura para una
reacción reversible exotérmica con la progresión óptima de
temperatura

En el caso de trabajo isotermo para el RCTA-MP debe optimizarse la temperatura del alimento y/o el flujo de
calor a retirar para que el punto de operación se sitúe sobre el lugar geométrico de las velocidades máximas. En el caso
de FP isotermo consiste en lo mismo que si es adiabático pero el BME es vertical.
Puesta en marcha de un reactor tanque agitado continuo.
Esta operación no se realiza con mucha frecuencia, pero es inevitable. La operación en estado estacionario es lo que
interesa para la producción, pero es necesario estudiar cómo y en cuanto tiempo se llega a dicha situación. Para ello es
necesario plantear los correspondientes balances macroscópicos de materia y energía, balances en los que lógicamente el
termino de acumulación es no nulo. Por otro lado, la manera de iniciar una puesta en marcha no es única y consecuentemente
debe quedar reflejado en los balances.
En cuanto al balance de materia tendrá caudales de entrada o de entrada y salida dependiendo de si el reactor está
lleno o no. Si se empieza con el reactor vacio, mientras no se llene, existirá una corriente de entrada y ninguna de salida. Por
otro lado, el volumen de reacción será variable y la concentración en el reactor variará tanto por la reacción como por el
cambio de volumen. En el momento en el que se llene el reactor, éste rebosará y aparecerá una corriente de salida. A partir
de este momento se inicia un nuevo estado no estacionario que evolucionará hacia el estacionario.
Así pues, el balance macroscópico de materia de A y el global serán:
1
T
A
mA A
m
dn
w r V
dt =
= +∑
1 1
T R
m i i
m i
dn
w rV
dt
υ
= =
= +∑ ∑
y el de energía
* * *
1 1
( )ˆ ˆ ˆ( ) ( )
T R
m m m i i
m i
d d PV
H H w H H rV H Q W
dt dt= =
− = − − Δ + + +∑ ∑
formando un conjunto de tres ecuaciones diferenciales a resolver con unas condiciones de contorno concretas (el
reactor puede estar lleno con diferentes composiciones o vacio) que llevarán a trayectorias respecto al tiempo
diferentes. Los posibles caminos hacia el estacionario, es decir los estados no estacionarios, se denominan transitorios.
XA XA=1
r
+
-
T alimento opt
RCTA MP Q=0
Figura 2.19: Estrategia de temperatura para un
reactor tanque agitado continúo de mezcla perfecta
adiabático
XA XA=1
r
+
-
T opt Esta adiabática
atraviesa curvas de
mayor velocidad
Esta
adiabática
alcanza el
equilibrio,
punto de
conversión
inferior a la
deseada
Esta adiabática
atraviesa curvas
de menor
velocidad
FP
Figura 2.20: Estrategia de temperatura para un reactor tubular de
flujo en pistón adiabático

Aunque la resolución numérica del sistema de ecuaciones permite encontrar la variación con el tiempo de
concentración y temperatura, se suele trabajar con la dependencia temperatura-concentración que se denomina plano
de fases. Este plano de fases permite visualizar si en algún momento en el proceso de acercamiento al estado
estacionario se superan límites de concentración y/o temperatura, factor que podría inducir la descomposición de
productos o generarse una situación de peligro.

Reactores tanque agitado de mezcla perfecta semicontinuos.
Un reactor semicontinuo es una variación de un reactor discontinuo. Un reactor se considera semicontinuo en
una gran diversidad de circunstancias, puede tener algunos elementos en continuo y otros en discontinuo. En este tipo
de reactores un reactante se añade de forma intermitente o de forma continua a otro es añadido por cargas en el
reactor, o un producto puede ser eliminado de forma intermitente o continua del reactor a medida que la reacción tiene
lugar. El sistema de reacción puede ser homogéneo o heterogéneo, es decir, de una sola fase o multifásico. Como
reactor discontinuo, su operación es inherentemente no estacionaria y generalmente caracterizada por un ciclo de
operación, aunque más complicado.
Por ejemplo, en un fermentador se carga un reactante que produce por reacción dióxido de carbono el cual se
retira continuamente. Otro ejemplo se halla en las reacciones gas-líquido, como las reacciones de cloración, en las que
se hace burbujear el gas de manera continua sobre un líquido cargado.
También es un reactor en el que una fase se alimenta continuamente, fluye de manera continua a través del
reactor, mientras que la otra fase se halla cargada en el reactor. Esta operación es no estacionaria respecto a la fase
cargada y puede ser estacionario, como por ejemplo en un reactor catalítico de lecho fijo, o no estacionario respecto a la
fase que fluye, como en un lecho fijo con sólido reactante.
Este tipo de reactores presenta una gran cantidad de variaciones, por lo que es muy difícil generalizar el diseño
o el análisis. Consecuentemente, a continuación se van a tratar ciertos modos de operación, que denominaremos
reactores semidiscontinuos y reactores semicontinuos.
La figura (a) muestra un reactor semidiscontinuo en el que se lleva a cabo una reacción homogénea del tipo
A+B→Productos. Inicialmente el reactante A se ha cargado en el reactor y el reactante B se añade con un caudal
determinado. Pueden darse situaciones en las
que se retire un producto y en las que no.
La figura (b) muestra un reactor
semidiscontinuo en el que se lleva a cabo una
reacción heterogénea gas-líquido (G-L) en la
que se forma un producto gaseoso que se retira
a medida que la reacción evoluciona, un ejemplo
es la eliminación del vapor de agua en la
reacción de esterificación.
La figura (c) muestra una combianción
de los dos casos anteriores.
La figura (d), (e) y (f) muestran
reactores semicontinuos. La figura (d)
corresponde a un reactor gas-líquido, como por
ejemplo la fermentación anaeróbica en la que se
alimenta O2 o aire continuamente al substrato
líquido (producción de penicilina). La figura (e)
muestra un lecho fijo catalítico en el que el sólido
catalítico opera en discontinuo mientras que la
fase fluida lo hace en continuo. Un lecho fluidizado
puede operar en una manera similar. Un reactor
B
A
(a) (b) (c o d)
(e)
(f)
Lecho
catalítico

de deposición química de vapor también opera de la misma manera, aunque el gas fluye continuamente sobre un sólido en
forma de superficie. Este tipo de operación es adecuada cuando el catalizador no se desactiva o se desactiva muy lentamente.
Si el catalizador se desactiva se usa la configuración mostrada en la figura (f), dos lechos fijos en paralelo que operan de
forma alternada combinando reacción y regeneración.
El reactor semicontinuo es probablemente el tipo de reactor más frecuente en la industria química,
especialmente en la de química fina, en los laboratorios de química orgánica y en los procesos biotecnológicos. Los
motivos por lo que ello sucede son los siguientes:
1. Permiten controlar las concentraciones y con ello mejorar la selectividad del sistema de reacciones.
2. El control de la temperatura, sobre todo en reacciones exotérmicas.
4. Evitar la toxicidad de sustratos para producir organismos o enzimas aislados.
5. Eliminar el producto permite aumentar la conversión y la selectividad.
6. Evitar la acumulación de reactantes propensos a la descomposición térmica.
7. Simular la producción continua especialmente para pequeña escala.
Como desventajas: (1) al igual que en el reactor discontinuo, la producción se ve limitada por la naturaleza cíclica.
(2) el coste de operación puede ser elevado. (3) el diseño y el análisis de operación es complicado por ser estado no
estacionario (4) un dispositivo como (f) requiere un sistema de tuberías y de válvulas complejo.
En un sorprendente contraste, la descripción de la operación del reactor semicontinuo es la menos cubierta. La
razón principal de esta discrepancia es la dificultad en obtener soluciones analíticas de las ecuaciones diferenciales que
la describen. Además, generalmente todo varía: concentraciones, temperatura y volumen
Diseño
El diseño de este tipo de reactores es en estado no estacionario. Sin embargo, en algunos casos es posible
simplificarlo realizando ciertas aproximaciones. Así por ejemplo, en el caso (f), si el flujo de gas continuo es suficientemente
elevado puede considerarse que su composición no varía; también en el caso (e) cuando el catalizador se desactiva
lentamente.
Caso 1
La reacción en fase líquida A+B→C, se lleva a cabo en un reactor tanque agitado ideal (de mezcla perfecta) en el
que se ha cargado el reactante A y el reactante B se añade lentamente. El BMM sobre A es
,
1
0
T
A
m A A Ai i
m i
dn
w R R R rV
dt
ν
=
= + = + = − = −∑ ∑
A A
A
dc V dc dV
rV V c
dt dt dt
= − = +
El BMM global en unidades másicas es
1 1 1
1 1
0
T S
m j
m j
dn dV
w R w q
dt dt
ρ
ρ
= =
= + = + = =∑ ∑
si la densidad del sistema es constante

1 1
odV
q V V q t
dt
= ⇒ = +
con lo que el BMM de A resulta
( )1 1
o A
A
dc
rV V q t c q
dt
− = + +
( ) ( )
1 1
1 1
A A A
o o
dc rV c q c q
r
dt V q t V q t
− −
= = − −
+ +
Por otro lado el BMM de B es
( ), 1, 1 1, 1 1, 1 1
1
T
oB B B
m B B B Bi i B B B
m i
dn dc V dc
w R w R q c R q c rV V q t c q
dt dt dt
ν
=
= + = + = − = − = = + +∑ ∑
( )1 1, 1 1
o B
B B
dc
q c rV V q t c q
dt
− = + +
( ) ( )1 1, 1 1 1 1,
o B
B B B B
dc
q c c q rV V q t q c c rV
dt
− − = + = − −
( )
( )
( )
( )
1 1, 1 1,
1 1
B B B BB
o o
q c c rV q c cdc
r
dt V q t V q t
− − −
= = −
+ +
Expresado en función de conversión deben debe implementarse las siguientes ecuaciones:
(1 );o o oB
A A A B B A A
A
n n X n n X n
ν
ν
= − = + ( )1
oAdn
r V q t
dt
= − + ( )1 1, 1
oB
B
dn
q c r V q t
dt
= − +
Evidentemente, como en los casos ya estudiados, el modelo matemático requiere también del balance macroscópico
de entalpia
* * *
1 1
( )ˆ ˆ ˆ( ) ( )
T R
m m m i i
m i
d d PV
H H w H H rV H Q W
dt dt= =
− = − − Δ + + +∑ ∑
Cuyos términos se concretaran según el tipo de reactor semicontinuo y del régimen de operación, isotermo o
adiabático. Es necesario señalar que el área de intercambio de calor también puede ser variable. En este tipo de reactores, al
igual que en los discontinuos, el diseño del intercambio de calor puede ser complicado y determinante. Por otro lado, la
densidad y el calor específico pueden ser constantes o variables. Si el orden de la reacción no es ni cero ni uno, y/o la
reacción es no isoterma la resolución de este sistema de ecuaciones debe ser numérica.
Operación óptima y estrategia de control
1. Tiempo óptimo de operación
2. Variación óptima de temperatura para minimizar el volumen del reactor

3. SELECCIÓN DEL TIPO DE REACTOR IDEAL PARA UNA SOLA REACCIÓN.
3.1. Criterio de óptimo: tiempo espacial mínimo.
En el diseño de plantas químicas frecuentemente es necesario determinar que tipo de reactor, ó modelo de
contacto, es el adecuado para un sistema reaccionante y unas condiciones de trabajo determinadas. Los factores a
considerar son numerosos, tantos que no es posible dar una fórmula directa para responder la pregunta.
Entre los factores a considerar figuran:
Tipo de reacción: Reacción única o reacciones múltiples
Escala de producción. Coste de aparatos, de funcionamiento y vida útil de los aparatos.
Características de operación. Seguridad. Estabilidad. Flexibilidad.
Convertibilidad a otros procesos
El diseño más adecuado se logra en base a la experiencia, el criterio técnico y un profundo conocimiento de los
sistemas de reactores. Sin embargo la respuesta final viene dada por la economía global de proceso. Este criterio determina
por ejemplo, que para grandes producciones se utilicen sistemas continuos y para pequeñas producciones se emplee el
discontinuo. Los sistemas continuos son más seguros pero los discontinuos más flexibles, de manera que los sistemas
discontinuos quedan restringidos a pequeñas producciones y situaciones multiproducto.
Para REACCIONES SIMPLES (una sola expresión cinética describe el curso de la reacción) el criterio es el de máxima
productividad ya que no tiene sentido hablar de selectividad. Por tanto, para un volumen de reactor dado se busca la máxima
conversión ó producción (caudal x conversión), mientras que para una conversión fijada se busca el mínimo volumen de
reacción.
En este capítulo se mostrará que para cada reacción tenemos un modelo de flujo más eficiente, dependiendo del
tipo de cinética y de la conversión exigida.
3.2. Reactor de flujo en pistón con recirculación. Ecuación de diseño. Razón de recirculación óptima.
En determinadas situaciones es interesante dividir la corriente de salida de un reactor de flujo (RFP) en pistón y
retornar parte de ella a la entrada del mismo. Con esta disposición es posible que un RFP globalmente adquiera
características de reactor de mezcla perfecta (RMP). Esta situación se presenta con frecuencia en el diseño de reactores
catalíticos. Esta opción se utiliza con reacciones autocatalíticas, cuando es necesario mantener la isotermicidad o promover
cierta selectividad. Es muy usado en operaciones bioquímicas.
Se define la
relación o razón de
recirculación, R, como la
razón entre el caudal que
retorna a la entrada y el que
sale del sistema. Puesto que
las condiciones físicas de las
corrientes 3 y 4 son
idénticas se tiene que la
razón de recirculación es 3 3
4 4
A
A
caudal que retorna a la entrada w q
R
caudal que sale del sistema w q
= = = (3.1)
V
wAo
XAo
w’Ao
w1A
X’1A
w2A
X’2A
w4A
X4A =X4F=(wAo-w4A)/wAo
w3A

La razón de recirculación puede variar de cero a infinito. Intuitivamente puede deducirse que a medida que R
aumenta el comportamiento se desvía del flujo en pistón adquiriendo mayores características de mezcla perfecta. Por tanto,
la recirculación proporciona un medio para obtener distintos grados de retromezcla en un reactor de flujo en pistón.
3.2.1. Ecuación de diseño
Para evitar incongruencias en la conversión dado que se recircula una corriente con producto, la ecuación de
diseño para un reactor de flujo en pistón con recirculación se define en función de unas nuevas variables, w’Ao y X’A, las
cuales habrá que especificar en función de las periféricas
2
1
'
''
A
A
X
A
X
Ao A
V dX
w r
=
−∫
La ecuación anterior es la de diseño de un FP en el que la corriente de entrada està libre de producto. Dicha
corriente es w’Ao y es necesario relacionarla con las variables periféricas del sistema. Para ello se define w’Ao como el caudal
que entra en el reactor ideal de FP si no hay reacción, es decir, es w1A. Por otro lado si se considera que no hay reacción
wAo=w4A y w1A=w2A=w4A+w3A= w4A+ w4AR=(1+R) w4A, de manera que
1A 4A Aow =(1+R) w (1+R) w 'Aow= = (3.2)
Las conversiones X’ se definen sobre la anterior variable de forma que
2 4 3 4 4
2 4
' ' ( ) ( 1) ( 1)
'
' ' ( 1)
Ao A Ao A A Ao A Ao A
A A AF
Ao Ao Ao Ao
w w w w w w R w R w w
X X X
w w w R w
− − + + − + −
= = = = = =
+
1 3
1
4 4
4
' ' ( )
'
' '
( 1) ( ) ( )
( 1) ( 1) ( 1) ( 1)
Ao A Ao Ao A
A
Ao Ao
Ao Ao A Ao A
A AF
Ao Ao
w w w w w
X
w w
w R w w R R w w R R
X X
w R R w R R
− − +
= =
+ − + −
= = = =
+ + + +
(3.3)
Por tanto, la ecuación de diseño de un RFP con recirculación en
función de las variables periféricas es la siguiente
1
( 1)
AF
AF
X
A
R
X
RAo A
V dX
R
w r+
= +
−∫ (3.4)
La Figura 3.1 muestra la interpretación gráfica de la ecuación
anterior. La integral
1
AF
AF
X
A
R
X
R A
dX
I
r+
=
−∫ , es decir, el área bajo la curva entre
la conversión a la entrada del reactor
( 1)
AF
R
X
R +
y la de salida del
reactor XAF, es el área de color verde, cuyo valor es
1
( )
1
AF AF
A media
R
X X
r R
⎛ ⎞
−⎜ ⎟
− +⎝ ⎠
.
Por tanto,
1
A media
r
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
( 1)
AF
R
X
R +
AFX
AX
R
1R +
1
Figura 3.1: Interpretación gráfica de la
ecuación (3.4)

1 1
( 1) ( )
1
AF AF AF
Ao A Amedia media
V R
R X X X
w r R r
⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= + − =⎜ ⎟ ⎜ ⎟
− + −⎝ ⎠ ⎝ ⎠
es el área del rectángulo rayado. El área de la parte azul del
rectángulo rayado es R veces el área de la integral I, y el área de la parte gris del rectángulo rayado es equivalente a la
integral I. A continuación la Figura 3.2 muestra gráficamente la influencia de la razón de recirculación
Si la densidad del medio permanece constante la ecuación de diseño se transforma en
2
1
1
1 2
'
' (1 )
'
A
A
c
A
c
o A
Ao Ao
o
Ao Ao
Ao A
A A
V dc
q r
w R w
q
c c
c c
R
c c
= −
−
+
= =
−
=
−
∫
(3.5)
2
1
( 1)
Ao A
AF
c Rc
Ao AR
c
Ao A
Vc dc
R
w r
+
+
= +
−∫ (3.6)
1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
0 AFX
AX
1
R=0
Reactor de FP
1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
1
AF
R
X
R +
AFX
AX
1R +
R pequeña
1R
1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
1
AF
R
X
R +
AFX
A
X
1R +
R grande
1R
1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
1 AF AF
R
X X
R
=
+
AX
R=inmfinito≡MP
R
Figura 3.2: Influencia de la razón de recirculación

3.2.2. Razón óptima de recirculación para un volumen mínimo
Al observar la variación grafica que produce la razón de recirculación se deduce que existe una razón óptima para
la cual el volumen del reactor es mínimo. Dicha razón óptima depende de la forma de la curva cinética y del grado de
conversión a alcanzar.
Si la curva cinética (1/-rA) vs. XA es creciente (reacción irreversible orden n>0) la razón de recirculación
óptima es R=0. Por tanto el reactor a emplear es uno de flujo en pistón sin recirculación.
En general, un RFP con recirculación es útil cuando la cinética presenta un máximo, es decir, cuando la curva
(1/-rA) vs. XA presenta un mínimo. Esto sucede para fermentaciones microbianas, reacciones adiabáticas
exotérmicas y para reacciones autocatalíticas.
Como norma general, la razón de recirculación óptima
puede determinarse derivando la ecuación de diseño respecto a R e
igualando a cero. Sin embargo, a veces, resulta más fácil deducirla
gráficamente. Se puede comprobar que el óptimo se tiene cuando
1
1
1
1
AF
AF
AF
X
A
R
X
R A
RA X
AF AFR
Inverso de la velocidad Inverso de la velocidad
en la entrada del reactor media en el reactor
dX
r
Rr X X
R
+
+
⎛ ⎞ ⎛ ⎞
=⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠
⎛ ⎞ −
=⎜ ⎟
−⎝ ⎠ −
+
∫ (3.7)
Ello ocurre cuando las áreas señaladas en la gráfica son
iguales. (Demostración matemática Levenspiel, O. Pag 167. Ed
Reverté)
3.3. Sistemas de un solo reactor.
La relación de tamaños entre los reactores de mezcla perfecta y los de flujo en pistón, para un fin determinado,
depende de la extensión de la reacción, de la estequiometria y de la forma de la ecuación cinética.
Como muestra la Figura 3.4, para las reacciones en las que la velocidad aumenta con la concentración (irreversibles
con n>0) se obtiene que el RFP requiere siempre (también con recirculación) un volumen inferior al del RMP. Existen
gráficas generalizadas (Levenspiel pag 140) que comparan dichos volúmenes para diferentes n y factores de expansión (εA).
La variación de la densidad durante la reacción afecta al diseño. Sin embargo, su importancia es pequeña
comparada con la influencia del tipo de flujo. La expansión (disminución de densidad) hace que disminuya la eficacia de un
reactor MP respecto al FP. La contracción actua en sentido contrario.
1
A media
r
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
( 1)
AF
R
X
R +
AFX
AX
Figura 3.3: Determinación de la razón de
recirculación óptima

Para ecuaciones de velocidad con un máximo, el mejor modelo de contacto (o mejor reactor) depende del nivel de
conversión deseado (ver Figura 3.5)
3.4. Sistemas de más de un reactor.
3.4.1. Reactores continuos tanque agitado conectados en serie.
El reactor de flujo en pistón es más eficaz en los sistemas en que la velocidad aumenta con la concentración. Sin
embargo, en ocasiones el flujo en pistón es difícil de mantener por lo que es necesario optar por otras soluciones. Una de
tales situaciones es el manejo de reacciones exotérmicas ya que resulta difícil mantener la isotermicidad junto al flujo en
pistón. En este caso una buena solución es una serie de reactores mezcla perfecta del mismo volumen y con refrigeración
intermedia.
Considérese un sistema constituido por N reactores MP conectados en serie. Aunque la concentración es uniforme
en cada uno de ellos, hay una variación al pasar de un reactor a otro. Al aumentar en número de reactores el
comportamiento de la concentración se aproxima cada vez más al flujo en pistón (ver Figura 3.6). Es decir el perfil de
concentraciones a lo largo del sistema se aproxima más al perfil en el interior de un reactor de flujo en pistón.
MP FP
MP FP
MP FP
AF MP FP
A MP FP
A MP FP
reaccion irreversible
n 0 V V
n 0 V V inclusoconrecirculacion
n V /V
X 0 V /V 1
0(expansion) V /V ( )
0(contraccion) V /V ( )
ε ρ
ε ρ
= =
> >
↑ ↑
→ →
> ↑ ↓
< ↓ ↑
1/(-rA)
XA
VMP/wAo
VFP/wAo
Figura 3.4: Tamaño del reactor según el modelo de flujo para cinéticas irreversibles
(XA)m = Valor de XA para el que (-rA) es máxima y
por tanto (1/-rA) es mínimo
a) Conversión < (XA)m ⇒ MP
b) Conversión > (XA)m y grande ⇒ RFP
c) Conversión > (XA)m pero intermedia ⇒ RFPR
Comprobar en cada caso
No descartar de entrada el RFPR
( )A mX
VRFPR/wAo
VMP/wAo
VFP/wAo
c
1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
1
A media
r
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
AX
AFX
AX
( )A mX
VMP/wAo
VFP/wAo
a1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
1
A media
r
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
AFX
VMP/wAo
VFP/wAo
b1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
1
A media
r
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
AX
( )A mX AFX
Figura 3.5: Tamaño del reactor según el modelo de flujo para cinéticas con un máximo

Supongamos que la serie de N tanques agitados de mezcla perfecta
tienen todos el mismo volumen, V, todos trabajan a la misma temperatura, el
sistema es de densidad constante y la reacción es de primer orden. Si la densidad
es constante el caudal volumétrico también, por tanto, el tiempo espacial es el
mismo para todos los reactores y además es igual al tiempo medio de residencia
(puesto que son reactores ideales, Ver
tema 5).
Para cada tanque i de la serie la ecuación de diseño es
( ) 1, , 1, ,1
1,
,
( ) ( )
( ) ( ) ( )
1
i A i A i A i Ai A A i A i
i oA oA
A i A i A i iA
i A
i
i A
c c c cV X X X
c c cte
q r r r kc
c
k
c
θ ρ
θ
− −−
−
− −Δ −
= = = = = = =
− − −
= +
(3.8)
Por otro lado la conversión global del sistema, con densidad constante, se puede escribir de la siguiente manera
1oA NA NA
N
oA oA
c c c
X
c c
−
= = − , de donde combinando con la ecuación (3.8) se tiene
1,1 2
1 2 3
1
.... (1 )
1
NN AoA oA A A
i
NA N A A A NA
cc c c c
k
c X c c c c
θ−
= = = +
−
(3.9)
Considerando el sistema como un todo su tiempo espacial es
1 2
1
1 2
1 2
....
....
....
....
N
o N
N
N
V V V
cte q q q
cte MP t
T T T
ρ
θ θ θ
ρ θ
= = =
= ⇒ = = =
= = =
= + ⇒ =
= = =
T=T1 V,cA T=T2 V,cA T=TN V,cA
wo=qocoA,cpo, To,
XoA
w1=q1c1A,cp1, T1,
X1A
w2=q2c2A,cp2,
T2, X2A
wN-1=qN-1cN-1A,cPN-1, TN-
1, XN-1A
wN=qNcNA,cpN,
TN, XNA
…………………..
N=2
N=4
N=8
cA,entrada
Volumen del sistema
Perfil de la
concentración en un
FP
cA,salida primer reactor
cA,salida segundo reactor
Figura 3.6: Perfil de concentraciones en una serie de tanques agitados

1
1
N
T i oA
T i i
NA
V NV N c
N
q q k c
θ θ θ
⎡ ⎤
⎛ ⎞⎢ ⎥= = = = = −⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠⎢ ⎥⎣ ⎦
∑
expresión cuyo límite para N→∞ se transforma en la ecuación para flujo en pistón isotermo
1
ln oA
T FP
NA
c
k c
θ θ= = .
Existen figuras que comparan el volumen de una serie de tanques agitados de MP con un reactor de FP (Figura 6.5
pag 151 Levenspiel).
Para reacciones de segundo orden del tipo A→C+D o A+B→P+Q con alimento equimolecular, es decir la
ecuación cinética es (-rA)=kcA
2, la ecuación de diseño para un tanque cualquiera de la serie es
1, , 1, ,
2
( )
i A i A i A i A
i
A i iA
c c c c
r kc
θ − −− −
= =
−
de donde se deduce que la concentración es
1,1 1 4
2
i i A
iA
i
k c
c
k
θ
θ
−− + +
= (3.10).
Por tanto, en el primer tanque es
,
1
1 1 4
2
i o A
A
i
k c
c
k
θ
θ
− + +
= ,
en el segundo es
,1,
2
1 1 2 1 41 1 4
2 2
i o Ai A
A
i i
k ck c
c
k k
θθ
θ θ
− + − + +− + +
= = ,
en el tercero es
,2,
3
1 1 2 1 2 1 41 1 4
2 2
i o Ai A
A
i i
k ck c
c
k k
θθ
θ θ
− + − + − + +− + +
= = .
En general para el enésimo tanque será
,1,
1 1 2 1... 2 1 2 1 41 1 4
2 2
i o Ai N A
NA
i i
k ck c
c
k k
θθ
θ θ
−
− + − + − + − + +− + +
= = (3.11).
Las ecuaciones (3.10) y (3.11) permiten relacionar el volumen de cada tanque con las concentraciones de entrada
y salida (o las conversiones alcanzadas en cada tanque) y por tanto caracterizar el sistema.
El límite de la ecuación (3.11) para N→∞ se transforma en la ecuación para flujo en pistón isotermo
1
oA
FP
FP oA
c
c
k cθ
=
+
.
La Figura 6.6 de Levenspiel (pag 152) compara los resultados anteriores.
En general, para cualquier cinética y cualquier volumen de reactor los sistemas suelen caracterizarse resolviendo la
ecuación de diseño por procedimientos gráficos. Así por ejemplo, para:
N

i. Determinar θ1, θ2 y θ3 de una serie fijados X1A, X2A y X3A (Figura 3.7)
ii. Calcular la conversión de un sistema dado conocido el volumen, y por tanto θ (Figura 3.8).
iii. Determinar el sistema más adecuado (Volumen total mínimo) para una conversión dada. Método de maximización de
rectángulos.
La mejor distribución de tamaños en una serie de tanque perfectamente mezclados se obtiene por el método de
maximización de rectángulos. Para dos reactores el área rayada (Volumen total) se hace mínimo cuando el área del
rectángulo KLMN es máxima (Figura 3.9). Por tanto si [ ]
2 1
1
1 1
A A
A
A AX X
A KLMN X
r r
⎡ ⎤⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= −⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎜ ⎟
− −⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎣ ⎦
debe derivarse
respecto a la conversión en 1 e igualarse a cero.
[ ]
2 1 1
1
1 1
1 1 1
0
A A A
A
A A A A AX X X
dA d
KLMN X
dX r r dX r
⎡ ⎤ ⎡ ⎤⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= − − =⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟
− − −⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎣ ⎦ ⎣ ⎦
obteniendo
1 2 1
1 1
1 1 1 1
A A A
A A A A AX X X
d
dX r X r r
⎡ ⎤⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= −⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟
− − −⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎣ ⎦
(3.12)
ecuación que indica que cuando el área del rectángulo
KLMN es máxima la pendiente de la curva de velocidad
inversa en X1A (
1
1
1
A
A A X
d
dX r
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
)es la pendiente de la
diagonal del rectángulo KLMN (
2 1
1
1 1 1
A A
A A AX X
X r r
⎡ ⎤⎛ ⎞ ⎛ ⎞
−⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎜ ⎟
− −⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎣ ⎦
) (ver Figura 3.9)
1( ) ( )
( ) ( )
i A A i A i
i oA oA
A i A i
V X X X
c c
q r r
θ −Δ −
= = =
− −
XA
1/(-rA) θ3/coA
θ2/coA
θ1/coA
X1A X2A X3A
Figura 3.7: Combinación de varios reactores de mezcla
perfecta .Determinación gráfica del tiempo espacial
dadas las conversiones
(-rA) Pte=coA/θ1
XoA=0 X1A X3AX2A
Pte=coA/θ2
Pte=coA/θ3
( ), 1,( ) oA
A i i A i A
i
c
r X X
θ
−− = −
Figura 3.8: Combinación de varios
reactores de mezcla perfecta.
Determinación gráfica de la
conversión dado el tiempo.
XA
1/(-rA)
θ2/coA
θ1/coA
X1A X2A
M N
LK
Figura 3.9: Combinación de dos reactores de
mezcla perfecta .Determinación gráfica del

En general, la relación óptima de tamaños para dos reactores de mezcla perfecta en serie, depende de la cinética
de la reacción y de la conversión exigida. Para el caso de reacciones irreversibles de orden:
n>1 debe situarse primero el reactor más pequeño
n=1 ambos reactores deben ser del mismo tamaño
n<1 debe situarse primero el reactor más grande
No obstante, es muy pequeña la ventaja de usar un sistema de volumen mínimo respecto a usar reactores iguales
(<10%). Por ello, desde un punto de vista económico se utilizan series de reactores de igual volumen.
El método puede generalizarse a más de dos reactores como sigue (Figura 3.10):
1. Se supone X1A
2. Se encuentra la pendiente en A
3. Se localiza C (pte BC=pte A)
4. Se encuentra la pendiente en D y así
sucesivamente
5. Si no se llega exactamente a la XAF
deseada con el número de reactores
supuestos hay que volver a empezar
suponiendo una nueva X1A
3.4.2. Combinaciones de reactor mezcla perfecta y flujo en pistón.
En este caso se pueden extrapolar los métodos empleados en el apartado anterior: Sea la serie de reactores
indicada en la figura
Las ecuaciones de diseño que describen estos reactores son
( )
1 1
1
A oA
Ao A
V X X
w r
−
=
−
2
1
2 A
A
X
A
X
Ao A
V dX
w r
=
−∫ ( )
3 3 2
3
A A
Ao A
V X X
w r
−
=
−
1. Para determinar las conversiones conocidos los volumenes se utiliza el mismo método gráfico que en el
apartado anterior teniendo en cuenta siempre que tipo de modelo de flujo sigue cada reactor.
2. Para determinar la producción del sistema, o lo que es lo mismo el caudal a tratar, conocida la conversión
final y los volumenes, debe
woAXoA
V1
V3
X3A
V2
X1A X2A
XA
1/(-rA)
X1A XAF
B
A
C
D
Figura 3.10: Combinacion de más de dos reactores de mezcla
perfecta .Determinación gráfica del volúmen mínimo

I. Suponerse X1A y X2A
II. Hallar las respectivas áreas
III. Comprobar que las áreas guardan la proporción con los volumenes
IV. Y si es así, de las áreas (Vi/q) se determina el caudal, q.
En el caso de que las curvas cinéticas presenten un máximo o un mínimo la solución depende de la curva, de la
conversión exigida y de las unidades disponibles. A continuación se presentan algunos ejemplos en los que se fija la
conversión del sistema (Figura 3.11): en caso de que la curva cinética presente un máximo, los dos reactores de
menor volumen total posible deben disponerse como se indica el la figura, y en caso de que la curva cinética presente
un mínimo el oren debe ser siempre FP seguido de MP, con la conversión intermedia indicada en la figura.
1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
2AX
AX
1AX
θMP/cAo
θFP/cAo
Figura 3.11: Ejemplos de combinacion óptima de reactores para curvas cinéticas presenten un máximo o un mínimo
1
Ar
⎛ ⎞
⎜ ⎟
−⎝ ⎠
2AX
AX
1AX
θMP/cAo
θFP/cAo
Posible rivalidad
con un RFPR

4. SELECCIÓN DEL TIPO DE REACTOR IDEAL PARA REACCIONES MÚLTIPLES SIMULTÁNEAS.
En el tema anterior se ha visto que el diseño del reactor para reacciones simples depende del modelo de flujo. En
este tema se ampliara el diseño de reactores a reacciones múltiples, es decir, sistemas de reacción que requieren más de
una ecuación cinética para describir los cambios de composición. En este caso tanto el tamaño del reactor como la
distribución de producto dependen del modelo de flujo.
Las dos condiciones para el buen diseño de un reactor con un sistema de reacciones múltiples son tener un tamaño
de reactor pequeño y una cantidad máxima de producto deseado. Estas dos condiciones pueden estar en contraposición por
tanto el análisis económico determinará una solución de compromiso. En general se da prioridad a la distribución de
producto, buscando la máxima selectividad, frente al tamaño del reactor. Un reactor pequeño y barato no sirve para nada si
produce rápidamente y de forma eficaz el producto “no deseado”. De este modo, el principal objetivo en el diseño de
reactores para reacciones múltiples es determinar el mejor modelo de flujo y la mejor progresión de temperaturas, de
manera que se favorezca la formación del producto deseada frente al resto.
4.1. Criterio de óptimo: selectividad máxima.
Las reacciones múltiples son muy variadas pero todas ellas pueden considerarse como combinación de dos tipos de
esquemas fundamentales: las reacciones en serie y las reacciones en paralelo. La combinación de ambos esquemas se
denomina serie-paralelo. El esquema de estas reacciones se presenta en la Tabla 4.1.
4.1
Tabla 4.1: Tipos de esquemas de reacción
REACCIÓN ESQUEMA EJEMPLO
SERIE A→P→R CH3COCH3→CH4+CH2CO
2CH2CO→CH2=CH2+2CO
PARALELO A+B→P+Q
2A→R
IB+MeOH→MTBE
2IB→DIB
SERIE-PARALELO A+B→P
A+P→Q+R
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
Cl
cl2
cl2
cl2
cl2
cl2
(1,2,4 triclorobenceno)
producto deseado
Para el estudio de estos sistemas de reacción se aconseja:
1. Operar con concentraciones en vez de con conversiones
2. Eliminar la variable tiempo en los estudios de distribución de producto
Además es conveniente simplificar utilizando modelos cinéticos potenciales en los que se incluye la dependencia con
la temperatura según el modelo de Arrhenius. Por ejemplo, para A+B→R la expresión cinética a emplear es
exp( ) a b
A B
E
r A c c
RT
= − . Por último se despreciarán los efectos de posibles cambios de volumen ( 0Aε = ).
A la hora de realizar un análisis cuantitativo son especialmente útiles las siguientes reglas generales, las cuales
permiten seleccionar una pauta de comportamiento para obtener la máxima selectividad en una producción:

REGLA 1: Sobre el valor de la temperatura. Las temperaturas elevadas favorecen a las reacciones con mayor energía de
activación. Las bajas temperaturas favorecen a las reacciones con menor energía de activación. Para
reacciones de igual energía de activación la temperatura no afecta a la selectividad. Todo ello puede deducirse
si se considera la dependencia de la velocidad de reacción con la temperatura como se muestra a
continuación.
1
1
1 1 2 1 2 1
22 2
2
2 1 1
2 1
2
2 1 1
2 1
2
2 1 1
2 1
2
exp( )
exp( ) exp( )
exp( )
, exp( )
, exp( )
, exp( ) 1 ( )
E
Ak A E E E ERT
Ek A RT RTA
RT
E E k
Si E E T
RT k
E E k
Si E E T
RT k
E E k
Si E E cte f T
RT k
− − −
= =
−
−
> ↑⇒ ↓⇒ ↓
−
< ↑⇒ ↑⇒ ↑
−
= ⇒ = ⇒ = ≠
REGLA 2: Sobre el valor de las concentraciones. Las concentraciones elevadas, cA, favorecen las reacciones que tienen
ordenes mayores de reacción respecto a A. Bajas concentraciones, cA, favorecen las reacciones que tienen
menores ordenes de reacción respecto a A. Si los órdenes de reacción son iguales el valor de la concentración
no afecta a la distribución de productos.
Cuando hay dos corrientes de reactantes el modo de introducirlas y mezclarlas da la posibilidad de mantener sus
concentraciones altas o bajas.
i. Sistemas discontinuos
∗ Para cA y cB altas: añadir ambos reactantes a la vez
∗ Para cA y cB bajas: añadir simultáneamente pero de forma lenta
∗ Para cA alta y cB baja: añadir A y luego sobre el añadir lentamente B
ii. Sistemas continuos
∗ Para cA y cB altas:
∗ Para cA y cB bajas:
∗ Para cA alta y cB baja:
REGLA 3: Para favorecer R en un esquema de reacción en serie A→R→S. Hay que evitar mezclar corrientes de fluido que
tengan diferentes concentraciones de A y de R. En consecuencia los reactores de flujo en pistón y los
discontinuos son los adecuados. A continuación se muestran los perfiles que se pueden obtener en dos
circunstancias sin y con mezcla (Figura 4.1).
A
B
A
B
A
B
A
B
A
B Conversiones elevadas, grandes
volumenes

REGLA 4: Para combinación de reacciones (serie-paralelo). Se analizan en función de sus esquemas constituyentes en serie y
en paralelo. Así por ejemplo, el sistema
1
2
A B R
R B S
+ →
+ →
equivale a
( ) ( )
( )
( )
1 2
1
2
A R S
B R
S
→ → → →
→ →
→
.
EJEMPLO 1: determinar el mejor modelo de contacto y progresión de temperatura para el sistema
( )
( )
1 2
2
A B R
S T
+ → →
→ +
si el producto deseado es R y las ecuaciones cinéticas son las siguientes
0,3
1 1
0,5 1,8
2 2
80000
exp( )
40000
exp( ) A
A B
B
r A c c
RT
r A c c
RT
= −
= −
Puesto que interesa R es necesario favorecer más la primera reacción cuya energía de activación es mayor, de acuerdo con
la primera regla es necesario trabajar a temperaturas altas. Por otro lado el orden de reación de A es mayor y el de B menor,
según la regla 2 será necesario trabajar a concentraciones de A altas y bajas de B. Consecuentemente el modelo de flujo
idóneo será
EJEMPLO 2: Encontrar el mejor modelo de contacto para maximizar la producción de R en el sistema A→R→S con
1 1
60000
exp( ) Ar A c
RT
= − , 2
2 2
60000
exp( ) R
r A c
RT
= − .
Del análisis de las reglas enunciadas se tiene:
La temperatura no influye en la selectividad
La concentración inicial de A debería ser baja
Se debería utilizar un rector de FP (regla 3)
Aunque la temperatura no influye debería trabajarse a la mayor posible
EJEMPLO 3: determinar el mejor modelo de contacto y progresión de temperatura para maximizar la producción de R en el
sistema
1
2
A B R
R B S
+ →
+ →
, las ecuaciones cinéticas son las siguientes 2
1 1
30000
exp( ) A Br A c c
RT
= − ,
2 2
40000
exp( ) R Br A c c
RT
= −
A
B
cA
cS
cR
cR
cA cS
Figura 4.1: Esquema de reacción en serie. Perfiles que se pueden obtener en dos
circunstancias sin y con mezcla respectivamente.

Desglosando el sistema en
( ) ( )
( )
( )
1 2
1
2
A R S
B R
S
→ → → →
→ →
→
, de las reglas 2 y 3 se deduce de la primera reacción que es
necesario trabajar con concentraciones iniciales de A altas y reactor de FP, respectivamente. Por otro lado cualquier
concentración de B es buena pero si se distribuye a lo largo del reactor ayuda a mantener la de A alta. Por último el análisis
de las energías de activación muestra que la temperatura debe ser lo más baja posible.
REGLA 5: Caminos óptimos cuando la temperatura o la concentración ha de ser mínima. La solución matemática al problema
es volumen o tiempo infinito, pero ello no tiene sentido físico. Por ello se fija un volumen máximo permisible o
un tiempo mínimo variando la temperatura. El análisis es complicado pero existen algunas generalizaciones
cualitativas útiles:
i. Reacciones en paralelo
( )
( )
1
2
A R
S
→ →
→
Cuando el producto deseado es R, fijado θ o t cuando los ordenes de reacción respecto A son iguales si
E1≥E2 se puede operar a la máxima temperatura permisible sin problemas.
E1≤E2 la mejor distribución se conseguiría a temperaturas bajas dando θ o t infinito. Pero
están fijados sus valores por lo que lo adecuado es un aumento progresivo de temperatura
(Figura 4.2)
ii. Reacciones en serie ( ) ( )1 2A R S→ → → → Cuando el producto deseado es R, fijado θ o t
cuando los ordenes de reacción respecto A son iguales si
E1≥E2 se puede operar a la máxima temperatura permisible sin problemas.
E1≤E2 la mejor distribución se conseguiría a la temperatura más baja posible dando θ o t
infinito. Pero están fijados sus valores por lo que lo adecuado es una disminución progresiva
de temperatura (Figura 4.3).
La utilización de las reglas anteriores (las cuales tienen confirmación cuantitativa) puede conducir de forma clara a
T
θ o t
Al empezar A es puro y no hay R por un
breve periodo de tiempo puede utilizarse
una temperatura alta.
Al final la cantidad de R es importante por
lo que hay que operar a temperaturas
bajas para evitar su descomposición
Temperatura media. Esta podría utilizarse
pero con peores resultados que la
distribución
Figura 4.3: Camino óptimo de temperatura. Reacciones en serie cuando el producto deseado es R, fijado
θ o t cuando los ordenes de reacción respecto A son iguales si E1≤E2
Figura 4.2: Camino óptimo de temperatura. Reacciones en paralelo cuando el producto deseado es R,
fijado θ o t cuando los ordenes de reacción respecto A son iguales si E1≤E2
T
θ o t
Al empezar cA es alta, la reacción es rápida,
por tanto, para la mejor distribución de R la
temperatura ha de ser baja
cA es baja. La temperatura puede ser alta
ya que aunque la distribución de R sea baja
se gana al reaccionar más A
Temperatura media. Esta podría utilizarse
pero con peores resultados que la
distribución

la elección del sistema adecuado. Sin embargo, para encontrar los valores numéricos de las variables en cuestión y para
situaciones ambiguas es preciso recurrir al estudio cuantitativo, para el que es necesario conocer las ecuaciones cinéticas.
4.2. Reacciones en paralelo. Rendimiento fraccional instantáneo.
El estudio cuantitativo de las redes
( )A R producto deseado
S
→
o
( )
2
A B R Q producto deseado R
P
+ → +
requiere la definición del rendimiento fraccional como
moles de producto formado
moles de reactante consumidos
R
A
⎛ ⎞
Φ = = Φ⎜ ⎟
⎝ ⎠
y rendimiento fraccional instantáneo, ϕ, al rendimiento fraccional en un momento dado
{ }
moles de R formado
( , ,...)
moles de A consumidos
R
A
At
R dc
cte T c
A dc
ϕ ρ ϕ
⎛ ⎞⎛ ⎞
= = = = − =⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠
(4.1)
Este rendimiento fraccional instantáneo permite encontrar óptimos operacionales para reacciones de una etapa y se
obtiene a partir de las ecuaciones de velocidad como muestra el siguiente ejemplo.
EJEMPLO:
( )A R producto deseado
S
→ 1
2
2
3
6 A
R A
s
r r c
r r c
= =
= =
1 1
2
1 1 2 2 1 2
3 1
3 6 1 2
R R R R R A
A A A A A A A A A
R dc dc r dt r r r c
A dc dc r dt r r r r r c c c
υ
ϕ
υ υ
⎛ ⎞
= − = = = = = = =⎜ ⎟
− − − − − + + +⎝ ⎠
Para poder contestar cuanto producto se ha formado en un reactor es necesario realizar la siguiente integral
R A
R
dc dc
A
ϕ ⎛ ⎞
= − ⎜ ⎟
⎝ ⎠
para lo cual es necesario conocer no sólo la función rendimiento fraccional instantáneo sino también el modelo de flujo del
reactor. Así pues, para
i. Un reactor de flujo en pistón: ( )
2 2
1 1
2 1
R A
R A
c c
R R R R Ac c
R
c c c dc dc
A
ϕ ⎛ ⎞
Δ = − = = − ⎜ ⎟
⎝ ⎠
∫ ∫ (4.2) (ver Figura 4.4a)
ii. Un reactor de mezcla perfecta, puesto que las condiciones del sistema son uniformes ϕ(R/A) es un valor fijo
( ) ( ) ( )
2
1
2 1 2 1 1 2
A
A
c
R R R A A A A Ac
R R R
c c c dc c c c c
A A A
ϕ ϕ ϕ⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞
Δ = − = − = − − = −⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠
∫ (4.3) (ver Figura 4.4b)
iii. Una serie de N reactores de mezcla perfecta (ver Figura 4.4c): ( )1,R N A NA
N N
R
c c c
A
ϕ −
⎛ ⎞
Δ = −⎜ ⎟
⎝ ⎠
∑

Siguiendo el criterio de óptimo, es decir, para la máxima cR, la elección del modelo de contacto depende de la forma
de la curva de rendimiento fraccional instantáneo. Así, para
i. Un solo reactor si la curva ϕ(R/A) es monótona creciente el mejor reactor es el de flujo en pistón. Pero
si ϕ(R/A) es monótona decreciente el mejor reactor es uno de mezcla perfecta (Ver Figura 4.4a).
ii. Una combinación de reactores si la curva ϕ(R/A) presenta un máximo o un mínimo es mejor que un
solo reactor. Si presenta un máximo la mejor combinación es un reactor de mezcla perfecta seguido
de uno de flujo en pistón. Pero si ϕ(R/A) presenta un mínimo la mejor combinación es un reactor de
flujo en pistón seguido de uno de mezcla perfecta (Ver Figura 4.4b).
iii.
Figura 4.4: Rendimiento fraccional instantáneo para reacciones en paralelo: a) un reactor FP, b) un reactor MP, c) una serie de N
reactores MP.
cba ϕ(R/A)
cAc1Ac2A
ΔcR
ϕ(R/A)
cAc1Ac2A
ΔcR ϕ(R/A)
cA
c1AcNA
(ΔcR)1
(ΔcR)2
(ΔcR)N
(ΔcR)T=3(ΔcR)i
ϕ(R/A)
cAc1A
(cR)FP
c2A
(cR)MP
ϕ(R/A)
cAc1A
(cR)FP
c2A
(cR)MP
ϕ(R/A)
cAc1Ac3A
MPFP
c2A
ϕ(R/A)
cAc1Ac3A
MP
FP
c2A
a calcular
a
b
Figura 4.4: Elección del modelo de contacto de acuerdo al criterio de óptimo según la curva de
rendimiento fraccional

4.3. Reacciones en serie.
Se considerará el siguiente esquema de dos reacciones irreversibles de primer orden
( ) ( )1 2A R S→ → → → en el que interesa el producto intermedio R, en condiciones isotermas (con ello se simplifica el
tratamiento matemático y no hay que resolver BM y BE recurriendo a métodos numéricos). Las ecuaciones de velocidad para
cada reacción se consideran 1 1 2 2 RAr k c r k c= = , por lo que las velocidades de generación por unidad de volumen son:
1 1 2 2, , ,R RA A R A Sr k c r k c k c r k c= − = − = .
4.3.1. Reactor de flujo en pistón o discontinuo.
En un reactor de flujo en pistón como el mostrado en la siguiente figura, las concentraciones cA,cR y cS varían
con el tiempo espacial, oV qθ = . Sin embargo, el que interesa saber es cuándo tendremos la mejor selectividad respecto
a R. Para poder responder es necesario plantear los balances de materia para A, R y S. Así pues, para un diferencial de
volumen de reactor, dV, se tiene
Balance de materia respecto A:
1
1
0
0 ( )
0
A
Ao
o A o A A A
o A A
A A A A
o
c
A
c
A
q c q c dc r dV
q dc r dV
V
dc r d r d k c d
q
dc
k d
c
θ
θ θ
θ
= − + +
= − +
⎛ ⎞
= = = −⎜ ⎟
⎝ ⎠
= −∫ ∫
1exp( )A
Ao
c
k
c
θ= − (4.4)
Balance de materia respecto R:
2
1 2 1 1 2
1 1
0 ( )
0
( ) ( exp( ) )
( )
( ) exp( )
o R o R R R
o R R
R R R A R Ao R
o
R Ao R
Ao
q c q c dc r dV
q dc r dV
V
dc r d r d k c k c d kc k k c d
q
d c c c
k k k
d c
θ θ θ θ
θ
θ
= − + +
= − +
⎛ ⎞
= = = − = − −⎜ ⎟
⎝ ⎠
+ = −
ecuación diferencial cuya solución es [ ]
2
1
1 2
1
exp( ) exp( )R
Ao
c k
k k
c k k
θ θ= − − −
−
(4.5)
Finalmente atendiendo al invariante de la reacción Ao A R Sc c c c= + + se tiene que
dcA
dcR
dcS
dV (ρ=cte)
qo
cA, cR , cS
cA, cR, cS
V
qo
cAo, cRo=cSo=0

2
2
1 1 2
1
exp( ) exp( )
1 1S A R
Ao Ao Ao
k k k kc c c
c c c k k
θ θ− − −
= − − = −
−
(4.6)
Las expresiones (4.4), (4.5) y (4.6) permiten hallar la variación de las concentraciones con el tiempo espacial,
por tanto para encontrar el máximo valor de la concentración del producto deseado, cR, debe derivarse la ecuación (4.5)
respecto a θ e igualarla a cero. Así pues se tiene
2
12
2
, 1
k
k k
R max
Ao
c k
c k
−⎛ ⎞
= ⎜ ⎟⎜ ⎟
⎝ ⎠
(4.7) donde
2
2 1
1
1 ln( / )
opt
ml
k k
k k k
θ = =
−
(4.8)
Es conveniente señalar que en este punto también la velocidad de formación de S es máxima( 2 RSr k c= ).
La Figura 4.5 muestra como depende cR,max del parámetro k2/k1, siendo tanto mayor cuanto menor es k2
respecto a k1, así como que cuanto menor es k2/k1 mayor es la conversión de A para cR,max.

Todas estas conclusiones pueden extrapolarse a un reactor discontinuo cambiando el tiempo espacial por el
tiempo.
4.3.2. Reactor de mezcla perfecta.
Bajo las mismas condiciones de alimentación
Balance de materia respecto A:
1
0
0
o Ao o A A
Ao A A Ao A A
q c q c r V
c c r c c kcθ θ
= − +
= − + = − −
1
1
1
A
Ao
c
c kθ
=
+
(4.9)
Balance de materia respecto R:
1 2
2 1
0
0 ( )
0 ( )
o Ro o R R
o R A R
o R A
q c q c r V
q c kc k c V
q k V c kc V
= − +
= − + −
= − + +
Figura 4.5: Curvas concentración-tiempo y concentraciones relativas de componentes para un sistema de reacción
monomolecular en serie ( ( ) ( )1 2A R S→ → → → )dentro de un reactor de flujo en pistón
cA
cR
cS
qo
cAo,
cRo=cSo=0
V

( )( )
1
1 21 1
R
Ao
c k
c k k
θ
θ θ
=
+ +
(4.10)
Finalmente atendiendo al invariante de la reacción Ao A R Sc c c c= + + se tiene que
( )( )
2
1 2
1 21 1
S
Ao
c k k
c k k
θ
θ θ
=
+ +
(4.11)
Por lo que la concentración máxima de R es
,max
21
2
2
1
1
1
R
Ao
c
c
k
k
=
⎛ ⎞⎛ ⎞
⎜ ⎟+ ⎜ ⎟
⎜ ⎟⎝ ⎠⎝ ⎠
(4.12)
para
2 1
1
opt
k k
θ = (4.13)
En Figura 4.6 se muestran curvas características de concentración tiempo espacial para estos sistemas

Por comparación de estas figuras con las del apartado
anterior, puede deducirse que:
1. Excepto si k1=k2, el tiempo espacial necesario para alcanzar
cR,max es siempre menor en el flujo en pistón
2. cR,max que puede obtenerse en un flujo en pistón es siempre
mayor que en un RCTA
3. Dada una distribución de productos (cA,cR,cS), k2/k1 puede
obtenerse por comparación de las gráficas
4. El rendimiento fraccional medio o global es siempre menor
en un RCTA para cualquier conversión (este comportamiento
justifica la Regla 3 del estudio cualitativo) (Ver Figura 4.7)
Todas estas conclusiones pueden extrapolarse a un
reactor discontinuo cambiando el tiempo espacial por el tiempo.
Figura 4.6: Curvas concentración-tiempo y concentraciones relativas de componentes para un sistema de reacción
monomolecular en serie ( ( ) ( )1 2A R S→ → → → )dentro de un reactor de mezcla perfecta
Figura 4.7: Comparación de los rendimientos fraccionales de R
en reactores de mezcla perfecta y flujo en pistón para una
reacción monomolecular en serie.

4.4. Reacciones en serie-paralelo.
Considérese el ataque sucesivo de un compuesto por un reactivo
( )
( )
( )
1
2
3 ........
A B R
R B S
S B T etc
+ → →
+ → →
+ → →
O bien
( ) ( ) ( )1 2 3
.......
B B B
A R S T
+ + +
→→ → →
donde A es el compuesto a atacar, B el reactivo añadido, y R,S,T,… son los productos polisubstituidos formados
durante la reacción. Este tipo de redes de reacción son frecuentes en la industria orgánica. Como ejemplos cabe citar
reacciones de cloración, nitración o adiciones de óxidos de alqueno.
2
6 6 2 6 5 6 4 2 6 6...
Cl
C H Cl C H Cl C H Cl C Cl
+
+ → → →→
2 2 2
4 2 3 2 2 3 4
Cl Cl Cl
CH Cl CH Cl CH Cl CHCl CCl
+ + +
+ → → → →
3 2 2 2 2 2 2 2 2 3( ) ( )NH NH CH CH OH NH CH CH OH N CH CH OH+ → −−−→ −−−→
3 2 2 2 2 2 2( ) ( )NH OHCH CH OH OH CH CH OH O CH CH OH OH+ → −−−→
Estos procesos son frecuentemente bimoleculares e irreversibles, y además, cuando se efectúan en fase líquida
transcurren prácticamente a densidad constante.
Si la relación molar de A a B es elevada sólo transcurren en extensión apreciable las dos primeras reacciones,
quedando el siguiente sistema
1 1
2 2
A B
R B
A B R r k c c
R B S r k c c
+ → =
+ → =
1
1 2
1 2
2
A A B
B A B R B
R A B R B
S R B
r k c c
r k c c k c c
r k c c k c c
r k c c
= −
= − −
= −
=
4.4.1. Reactor de flujo en pistón y reactor discontinuo.
CH2
O
CH2
CH2
O
CH2
CH2
O
CH2
CH2
O
CH2
CH2
O
CH2
dcA
dcR
dcS
dcB
dV (ρ=cte)
qo
cA, cB, cR , cS
cA, cB, cR, cS
V
qo
cAo, cBo
cRo=cSo=0
Flujo en pistón
Mezcla perfecta

Los balances de materia en un elemento diferencial de volumen son
( )
( )
1
1 2
1 2
2
A A A B
B B A B B R
R R A B B R
S S R B
dc r d k c c d
dc r d k c c k c c d
dc r d k c c k c c d
dc r d k c c d
θ θ
θ θ
θ θ
θ θ
= = −
= = − −
= = −
= =
por lo que
( )1 2 2
1 1
1A B B RR R R
A A A B A
kc c k c cdc r k c
dc r kc c kc
−
= = = − +
−
lo cual integrado para las condiciones limite de 0Roc = y Ao Ac c= proporciona las siguientes ecuaciones
2
1
2
2 1
1
2
1
1
1
1
ln 1
k
k
R A A
Ao Ao Ao
R A Ao
Ao Ao A
c c c k
kc c c k
k
c c c k
c c c k
⎡ ⎤
⎛ ⎞⎢ ⎥= − ≠⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠− ⎢ ⎥⎣ ⎦
= =
(4.14)
donde la concentración de R queda en función de la de A y de las constantes cinéticas. Por tanto para maximizarla se realiza
la derivada de cR respecto a cA y se iguala a cero, lo que proporciona
2
2 1
1 2
2 1max
2
1max
1
1
1
k
k k
R
Ao
R
Ao
c k k
c k k
c k
c e k
−
⎡ ⎤
⎛ ⎞ ⎛ ⎞⎢ ⎥= ≠⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠⎝ ⎠ ⎢ ⎥⎣ ⎦
⎛ ⎞
= =⎜ ⎟
⎝ ⎠
Sumando los balances de A, R y S se tiene
( )
( ) ( ) ( )
0
0
0
A R S
Ao Ro So A R S
A Ao R Ro S So
d c c c
d
c c c c c c
c c c c c c
θ
+ +
=
+ + = + + =
− + − + − =
0A R Sc c cΔ + Δ + Δ = (4.15)
ecuación que permite conocer cS en función de cR y cA.
Por otro lado, sumando los balances de B, R y 2 veces el de S
( )2
0B R Sd c c c
dθ
+ +
=

se obtiene 2 0B R Sc c cΔ + Δ + Δ = (4.16)
ecuación que permite conocer cB en función de cR y cS.
La integración de los balances permitirá finalmente relacionar las concentraciones con el tiempo espacial. La
Figura 4.8 muestra la representación gráfica de la solución.
Dada la cinética B influye de igual manera sobre todas las reacciones, por consiguiente en la gráfica anterior se
lee la información sobre la distribución de productos igual que en las gráficas de las reacciones en serie.
4.4.2. Reactor de mezcla perfecta.
Los balances de materia de A, B, R y S son
( )
( )
1
1 2
1 2
2
0
0
0
0
Ao A A B
Bo B A B B R
Ro R A B B R
So S R B
c c k c c
c c k c c k c c
c c k c c k c c
c c k c c
θ
θ
θ
θ
= − −
= − − +
= − + −
= − +
por lo que
1 2 2
1 1
1Ro R A B B R R
Ao A A B A
c c kc c k c c k c
c c k c c k c
− − +
= = − +
−
lo cual separando variables lleva a
( )
( )2
1
A Ao A
R
A Ao A
c c c
c
k
c c c
k
−
=
+ −
(4.17)
con
0
2 0
A R S
B R S
c c c
c c c
Δ + Δ + Δ =
Δ + Δ + Δ =
(4.15) (4.16)
e igual que en el apartado anterior derivando se obtiene
,max
21
2
2
1
1
1
R
Ao
c
c
k
k
=
⎛ ⎞⎛ ⎞
⎜ ⎟+ ⎜ ⎟
⎜ ⎟⎝ ⎠⎝ ⎠
(4.18)
El tiempo espacial se calcula con el BMM, donde las concentraciones se calculan a partir de las ecuaciones 4.15,
4.16, 4.17 y 4.18. La Figura 4.9 muestra la representación gráfica de la solución.
cA
cR
cS
cB
qo
cAo, cBo
cRo=cSo=0 V

Figura 4.8: Distribución de las sustancias para las reacciones elementales en serie-paralelo en
un reactor discontinuo o uno de flujo en pistón
1 1
2 2
A B
R B
A B R r k c c
R B S r k c c
+ → =
+ → =

Respecto a la reacción en serie A-R-S, esta figura y la anterior, dan la misma información sobre la distribución
de producto que las graficas del apartado 4.3 ya que por la cinética B influye por igual en las dos reacciones.
Figura 4.9: Distribución de las sustancias para las reacciones elementales en serie-paralelo en
un reactor de mezcla perfecta
1 1
2 2
A B
R B
A B R r k c c
R B S r k c c
+ → =
+ → =

F.Cunill, M.Iborra, J.Tejero, C.Fité
5. REACTORES NO IDEALES.
5.1. Desviaciones de los modelos flujo y contacto ideales. Escala y tiempo de mezcla.
En los capítulos anteriores se ha modelizado el denominado reactor ideal, en él se ha considerado que el flujo
es ideal (ya sea mezcla perfecta o flujo en pistón), que no había agregados moleculares (y por tanto de una sola fase),
así mismo se considera que el tiempo de mezcla de los reactantes al entrar en el reactor es nulo.
Los reactores ideales son interesantes ya que generalmente uno u otro suele ser el óptimo y porque las
matemáticas que conllevan son relativamente sencillas.
El modelo matemático de un reactor consta de
La ecuación de diseño (Balance del componente limitante) la cual a la vez se obtiene teniendo
en cuenta la ecuación cinética, el modelo de flujo y el modelo de contacto
El balance de entalpía
El balance de energía mecánica
Dicho modelo sirve para simular, y por tanto predecir el comportamiento del reactor. Los reactores reales no se ajustan a
la situación idealizada. Presentan desviaciones que llevan a resultados diferentes a los predichos por la idealización,
aunque siempre limitados entre los dos extremos ideales. Consecuentemente es necesario considerar el modelo de flujo y
contacto real para poder tener el modelo de reactor real que permita hacer predicciones correctas.
En el modelo de reactor real el modelo de flujo real se define a través del grado de macromezcla, la cual esta
entre los dos extremos ideales de flujo en pistón y de mezcla perfecta. Las principales desviaciones del modelo de flujo
real respecto al ideal son
las zonas muertas
los cortocircuitos
y las canalizaciones.
Mientras que el modelo de contacto real se define a través del grado de micromezcla, el cual
puede estar entre el microfluido (fluido no segregado, es decir, el fluido está formado por
moléculas individuales. Por ejemplo, gases y líquidos ordinarios no viscosos) y el macrofluido
(fluido segregado, es decir, formado por flóculos, grupos o agregados de moléculas. Por ejemplo,
gotículas, partículas de sólido y líquidos ordinarios viscosos). Por último se ha de considerar el
tiempo de mezcla de los elementos de fluido, en particular si el tiempo de reacción es grande
comparado con el tiempo de residencia. Este factor tiene poca importancia para una sola corriente
de alimentación, pero puede ser importante cuando hay más de una corriente de alimentación.
En el resto del tema el estudio se considerará una sola corriente de fluido y un tiempo de reacción moderado y
lento comparado con el tiempo de mezcla de forma que el tercer factor tenga una influencia despreciable.
5.2. Balance de población.
Un tratamiento riguroso requiere conocer los perfiles de concentración, velocidad y temperatura. Dicho
conocimiento permitiría describir con todo detalle el comportamiento del reactor. Mediante balances microscópicos y
modelos de fenómenos de transporte se podría caracterizar determinadas regiones del reactor y con una posterior
cortocircuito
Zonas muertas
canalización
Zonas muertas

integración determinar el comportamiento del reactor. Sólo en determinados casos con una geometría particular y
en régimen laminar es posible es posible este tipo de tratamiento. En general no es posible este enfoque por
desconocer los perfiles y/o los coeficientes de transporte. En consecuencia, es preciso tratar el problema de otra
forma, en concreto mediante métodos estadísticos..
Para obtener información de la macromezcla es suficiente conocer la permanencia de las moléculas dentro
del reactor, es decir, la distribución de tiempos de residencia de la corriente de fluido. Dicha información estadística
es manejada en los balances de población, introducidos en el campo de los reactores por Danckwerts (1953).
Los conceptos que intervienen en el balance de población aplicado a reactores son:
Elemento de fluido: toda porción caracterizable de fluido con propiedades fijas en el recipiente
Edad: tiempo transcurrido desde que un elemento entra en el sistema hasta el instante
considerado
Tiempo de residencia: tiempo empleado por un elemento de fluido en recorrer el sistema desde la
entrada a la salida.
5.2.1. Funciones residencia-tiempo.
Es físicamente imposible conocer completamente y con detalle el modelo de flujo del fluido a través del
recipiente. Sin embargo, con vistas al diseño, es suficiente en muchos casos conocer el tiempo de permanencia de
los elementos de fluido en el recipiente. Aunque el flujo total no presenta variación alguna, no todos los elementos
de fluido permanecen el mismo tiempo. La distribución de estos tiempos de residencia se describe mediante las
funciones de distribución que se describen a continuación.
5.2.1.1. Función E(t) o de densidad de distribución de tiempos de residencia (de la
corriente de salida)
La función distribución del tiempo de residencia del
fluido (DTR) se define, de acuerdo con la teoría de
probabilidades, como la frecuencia de distribución de edad de
los elementos de fluido que abandonan el recipiente. Tiene las
dimensiones de fracción de edad por unidad de tiempo. Así, la
fracción de material de la corriente de salida que habiendo
entrado a tiempo cero salen del recipiente a un tiempo
comprendido entre t1 y t2, es igual a
2
1
t
t
E(t)dt∫ .
Por tanto atendiendo a la definición de E(t) debe
cumplirse
0
E(t)dt 1
∞
=∫ (5.1).
5.2.1.2. Función F(t) o distribución de tiempos de residencia acumulados.
La función F(t) representa la fracción volumétrica de fluido que sale del recipiente y ha permanecido en el
mismo un tiempo inferior a t. Si la densidad del sistema es constante la fracción volumétrica coincide con la másica.
Según esta definición, la probabilidad de que un elemento de fluido que entró en el reactor a tiempo 0 lo abandone
antes de un tiempo t, es justamente F(t). Análogamente, la probabilidad de que lo abandone a un tiempo superior a t es
(1-F(t)). De la propia definición también se desprende que
E(t)
min-1
t t+dt min
2
1
t
t
E(t)dt∫

F(0)=0 y F( )=1∞
0
( ) ( )
t
F t E t dt= ∫ (5.2)
( )
( )
dF t
E t
dt
= (5.3)
5.2.1.3. Tiempo medio de residencia, t (ρ=cte).
Se define como tiempo medio de residencia o permanencia de una corriente que circula con un caudal q a
través de un recipiente de volumen V a la relación
V
t
q
= (5.4) denominado nominal
siempre y cuando se cumplan las siguientes condiciones:
i. la densidad de la corriente de fluido no varia a través del reactor
ii. el sistema es cerrado, es decir, en la entrada y salida del sistema el flujo es en pistón. Ello implica que no hay
retromezcla.
Por otro lado del balance de población se tienen
1 1
0
0 0 0
0
( ) ( )
( ) ( )
( )
tE t dt dF t
t tE t dt t dt tdF t
dtE t dt
∞
∞
∞= = = =
∫
∫ ∫ ∫
∫
(5.5) denominado observado
Las funciones de distribución de edad se pueden expresar de forma adimensional, introduciendo en las mismas
el tiempo reducido o adimensional θ, definido por
nominal
t tq
t V
θ = = (5.6)
Este cambio en la escala de tiempos tiene las siguientes consecuencias
1. 1θ = si no hay ciertas desviaciones de flujo como zonas muertas o cortocircuitos.
2.
0 0
( ) ( ) ( ) ( )
t
F t E t dt E d F
θ
θ θ θ= = =∫ ∫ , la función F no varia ya que la fracción de fluido en la
min
E(t)
min-1
t
t
E(t)dt 1 ( )F t
∞
= −∫
0
E(t)dt ( )
t
F t=∫
t,min
F(t)
1

corriente de salida que ha permanecido en el recipiente un tiempo comprendido entre t y t+dt o
entre θ y θ+dθ es la misma
3.
d
E(t)dt=E( )d =E( )
t
t
θ θ θ nominalE( )= E( )t tθ (5.7),
5.2.2. Metodos experimentales no químicos para la determinación de las funciones de distribución
de tiempo de residencia.
La determinación experimental de las funciones de distribución de tiempos de residencia se realiza
experimentalmente mediante técnicas que se engloban en al grupo de las TÉCNICAS ESTIMULO-RESPUESTA. Se estimula,
es decir, se perturba el sistema a la entrada y se observa la respuesta a la salida, la cual es función del modo de fluir a
través del recipiente.
El estímulo es la introducción (o inyección) de un trazador en la corriente de entrada, mientras que la
respuesta es la representación de la concentración de trazador en la corriente de salida frente al tiempo. El trazador es
una sustancia fácilmente identificable (como por ejemplo un compuesto radioactivo, un colorante, una solución
eléctricamente conductora, etc) la cual no debe perturbar el flujo (por lo que debe tener las mismas propiedades físicas
que el fluido a tratar), y no debe perderse en el recipiente, es decir, no debe reaccionar, ni adsorberse ni abandonar la
fase estudiada.
Los tipos de estímulos, entradas, que pueden utilizarse son
1. Impulso
2. Escalón
3. Periódica
4. Al azar conocida
siendo los dos primeros tipos los de más fácil interpretación.
5.2.2.1. Entrada en impulso.
Una entrada en impulso es la introducción instantánea de M kg o moles de trazador en la corriente de fluido
que entra en el recipiente.
V(L)
q(L/s)
c
t
Registro de la
concentración de trazador
a la salida del recipiente
0
c(t)dtArea
∞
=∫

El balance de trazador en el sistema indica que la cantidad inyectada, M, es
0
( )q c t dt
∞
∫ (5.8), por tanto el
área de la curva de respuesta es ( · / )
M
Area kg s L
q
= (5.9). Comprobar que se cumple este hecho es realizar un
ensayo de consistencia. Si el experimento es consistente, es decir, se constata la adecuación del mismo, la media de la
curva de concentración a la salida es el tiempo de residensia medio observado
0
0
( )
( )
obs
tc t dt
t
c t dt
∞
∞=
∫
∫
(5.10)
Si dicho tiempo de residencia observado no coincide con el tiempo medio de residencia nominal empleado
nominal obs
V
t t
q
= ≠ , el modelo de flujo presenta desviaciones de comportamiento.
Para obtener la curva de distribución de tiempos de residencia, E(t), es preciso normalizar la distribución de
concentraciones c(t). Para ello se divide los datos de concentración por el valor del area bajo la curva
0
( )
M
Area c t dt
q
∞
= = ∫ .
Mientras que para pasar a la función adimensional
nominal
t tq
t V
θ = = es necesario considerar la ecuación (5.7).
Así pues
5.2.2.2. Entrada en escalón.
Una entrada en escalón es la introducción a partir de un momento dado de un caudal de trazador, w(kg/s), en
la corriente de fluido que entra en el recipiente.
minE( )= E( )= ( ) (5.12)no al
V
t t c t
M
θ E(θ)
θ
Área =1
E(t)
t
c
t
( ) ( )·
( ) (5.11)
c t c t q
E t
Area M
= = E(t)
t
Área =1

En este caso el balance de materia de trazador indica que
max max
w
w c q c
q
= ⇒ = (5.13).
De manera análoga a la del caso anterior se tiene
max
max
max
0
0
max
0
1
c
c
obs c
tdc
t tdc
cdc
= =
∫
∫
∫
(5.14)
Entonces el área sombreada en la representación de la concentración de trazador a la salida del recipiente es
max observadoArea c t= (5.15)
La ecuación (5.13) permite realizar el ensayo de consistencia.
A continuación para obtener la función escalón normalizada, denominada curva F, se modifica la curva de salida
dividiendo c(t) por cmax=w/q, y posteriormente se pasa a la curva adimensional introduciendo el valor de nominalt .
Finalmente la relación entre las gráficas E(t) y F(t) (o entre E(θ) y F(θ)) de acuerdo con las ecuaciones (5.2) y
(5.3) es
Demostración: BMM trazador
max max
max
max
max max
max
0 0 0
max max
0
0
max
( )
( )
1
n t c
c
activo
c
activo
dn
qc qc q c c
dt
dn q c c dt q tdc
n V c q tdc
V
tdc
q c
= − = −
= − =
= =
=
∫ ∫ ∫
∫
∫
max
( )
( )
c t
F t
c
=
c
t
cmax
F(t)
t
1
min
( ) ( )
no al
F t F
t t tq V
θ
θ
=
= =
maxobsArea t c=
obsArea t= F(θ)
θ
1
obsArea θ=
V(L)
q(L/s)
Registro de la concentración
de trazador a la salida del
recipiente
t>0 w (kg/s)
t<0 no hay trazador
c
t
cmax

5.2.3. Funciones de distribución de los modelos de flujo ideales.
Supongamos un RCTA ideal en el que se realiza un experimento en escalón. Un balance macroscópico de
trazador conduce a
max max
0 0
max
max
max
( )
( )
( )
ln( )
c t
dc
V qc qc q c c
dt
dc dt
c c t
c c t
c t
= − = −
=
−
−
− =
∫ ∫
max
1 exp( )
c t
c t
= − −
( ) 1 exp( ) 1 exp( ) ( )
t
F t F
t
θ θ= − − = − − = (5.16) (5.17)
( ) 1
( ) 1 exp( ) exp( )
dF t d t t
E t
dt dt t t t
⎛ ⎞
= = − − = −⎜ ⎟
⎝ ⎠
(5.18)
E( )= E( )=exp(- )t tθ θ (5.19)
E(t)
tt
F(t)
1
obsArea t=
1Area =
( )
( )
dF t
E t
dt
=
0
( ) ( )
t
F t E t dt= ∫
θ
F(θ)
1
1 exp( )θ− −
t
F(t)
1
obst t=
1
t
E(t)
t
1
exp( )
t
t t
−
1Area =
/obsArea t t V q= = =
obst t=
1obsθ θ= =
E(θ)
θ
exp( )θ−
1Area =1
1obsArea θ= =
1obsθ θ= =
1 exp( )
t
t
− −

En el flujo en pistón ideal cada elemento de fluido permanece en el recipiente el mismo tiempo, es decir, tienen
el mismo tiempo de residencia. Para una entrada de trazador en escalón, este entra y se desplaza por el recipiente en
un frente plano y sale en un tiempo igual al tiempo medio de residencia. Por tanto, la curva F(θ) es una función escalón.
( ) 0
( ) ( )
( ) 1
F t t t
F t U t t
F t t t
= <⎧ ⎫
= − = ⎨ ⎬
= ≥⎩ ⎭
(5.20)
( ) 0 1
( ) ( 1)
( ) 1 1
F
F U
F
θ θ
θ θ
θ θ
= <⎧ ⎫
= − = ⎨ ⎬
= ≥⎩ ⎭
(5.21)
por ello
( )
( ) ( ) ( )
0
t tdF t d
E t U t t t t
dt dt t t
δ
∞ =⎧ ⎫
= = − = − = ⎨ ⎬
≠⎩ ⎭
(5,22)
1( )
( ) ( 1) ( 1)
0 1
dF d
E U
d d
θθ
θ θ δ θ
θθ θ
∞ =⎧ ⎫
= = − = − = ⎨ ⎬
≠⎩ ⎭
(5.23)
(δ≡Función delta de Dirac)
5.2.4. Interpretación física de las funciones de distribución.
Determinación de flujo defectuoso.
La observación de las curvas de distribución de tiempos de residencia, E(t), y su comparación con las curvas de
los modelos ideales, puede suministrar información sobre la existencia de contacto o flujo defectuoso en los recipientes
de proceso. En las figuras siguientes se indican algunas de las desviaciones que pueden encontrarse en caso de esperar
que el flujo se aproxime a flujo en pistón o un flujo de mezcla perfecta.
t
F(t)
1
Area t=
t
E(t)
t
Altura=
Area=1
Ancho=0
∞⎧ ⎫
⎨ ⎬
⎩ ⎭
t

tc
Para un reactor con un tiempo nominal de determinado (V/qo)
si se espera un flujo en piston y se obtiene la siguiente
respuesta se pueden deducir los siguientes hechos:
Tiempo medio superior al
nominal ⇒Mala medición
de V y/o q o trazador no
inerte
t
c
nominal>obst t
Curva esbelta, sin cola larga
y con el tempo medio
aproximadamente el
nominal⇒Flujo en pistón
razonablemente bueno
t
c
nominal≅obst t
Curva esbelta, pero
temprana, es decir, con el
tempo medio inferior al
nominal y colas
largas⇒Flujo en pistón con
un volumen muerto
t
c
nominal<obst t
Doble pico ⇒Flujos en
paralelo, canalizaciones
c
Multiples picos decrecientes
a intervalos regulares
⇒Recirculación interna
t
si se espera un flujo de mezcla perfecta y se obtiene la
siguiente respuesta se pueden deducir los siguientes hechos:
Decrecimiento exponencial
aproximadamente el
nominal⇒Flujo de mezcla
perfecta razonablemente
bueno
t
c
nominal≅obst t
Circulación interna lenta
suguiere movimiento lento
del fluido, mezclado
inadecuado y/o efecto tubo
de aspiración
c
t
inerte
t
c
nominal>obst t
Curva exponencial
desplazada⇒Flujo en
pistón en serie con el de
mezcla perfecta (alerta
tubos de entrada y
salida)
t
c
Un agudo pico
temprano⇒Cortocircuito
t
c
Curva temprana, es decir,
con el tempo medio inferior
al nominal⇒Flujo de
mezcla perfecta con un
volumen muerto
nominal<obst t
c
t
si se espera un flujo en piston y se obtiene la siguiente
respuesta se pueden deducir los siguientes hechos:
inerte
t
c
nominal>obst t
Curva esbelta, sin cola larga
aproximadamente el
nominal⇒Flujo en pistón
razonablemente bueno
t
c
nominal≅obst t
Curva esbelta, pero
temprana, es decir, con el
tempo medio inferior al
nominal y colas
largas⇒Flujo en pistón con
un volumen muerto
t
c
nominal<obst t
Doble pico ⇒Flujos en
paralelo, canalizaciones
c
Multiples picos decrecientes
a intervalos regulares
⇒Recirculación interna
t

5.3. Modelos de flujo no ideales.
El modelo de flujo real de todo
recipiente de proceso estará lógicamente
entre los dos extremos ideales, flujo en
pistón (ausencia de mezcla) y mezcla
perfecta (mezcla completa). Como se
indica en el apartado anterior, la
inspección de la curva E(t) permite
estimar el grado de mezcla de forma
cualitativa. Para cuantificar el mismo se
usan diferentes modelos según el grado
de desviación que se presente respecto
a los modelos ideales. Dicho grado de
desviación se cuantifica mediante la
varianza de la curva E(t).
Para pequeñas desviaciones del flujo se utilizan modelos de un parámetro. En el caso de flujo en pistón se
suele utilizar el modelo de dispersión o el modelo empírico de tanques agitados en serie. Mientras que para pequeñas
desviaciones del flujo de mezcla perfecta se utiliza el modelo de recirculación.
Para grandes desviaciones del flujo, ya sea flujo en pistón o mezcla perfecta, se utilizan modelos de dos
parámetros que se denominan modelos combinados.
Para el caso especial de ciertos fluidos cuyas propiedades físicas imposibilitan la formación de un frente plano
el flujo (y por tanto es imposible el FP) se describe con un modelo específico denominado modelo de advección (o
convección) pura.
5.3.1. Modelo de dispersión axial.
Este modelo sirve para representar las ligeras desviaciones del flujo en pistón, situación cuya realidad física
corresponde a:
i. Flujo turbulento en tubos
ii. Flujo laminar en conducciones largas de fluidos poco viscosos
iii. Lechos de relleno
iv. Canales largos
El modelo de dispersión consiste en el modelo ideal de flujo en pistón al que se superpone un cierto grado de
difusión axial, es decir, de retromezcla. El modelo no es aplicable si hay zonas muertas, cortocircuitos o difusión radial
(en consecuencia siempre el tiempo medio nominal coincide con el observado).
FP Desviación ligera FP Gran desviación Desviación ligera MP MP
de FP y MP
MODELOS DE DOS
PARÁMETROS
MODELOS DE UN
PARÁMETRO
MODELOS
COMBINADOS
MODELO DE DISPERSIÓN MODELOS DE
RECIRCULACIÓN
MODELO TANQUES EN SERIE

Para una entrada en impulso la respuesta del trazador a la salida presenta un ensanchamiento probablemente
debido al perfil de velocidades, a la turbulencia, a la difusión molecular, etc. Dicho ensanchamiento se caracteriza
mediante el coeficiente de dispersión axial o longitudinal, D(m2/s), de modo que
D=0 La curva de respuesta es una función delta igual que la entrada, es decir
corresponde a un flujo en pistón.
D pequeños La curva de respuesta es una campana estilizada (alta y estrecha)
D grandes La curva de respuesta es una curva muy extensa (baja y ancha)
La velocidad a la que se produce el ensanchamiento viene definida por el siguiente grupo adimensional,
denominado modulo de dispersión axial
1
numero de Peclet
D
Pe
vL Pe
⎛ ⎞
= ≡⎜ ⎟
⎝ ⎠
Según el valor de dicho modulo se tiene
0
D
vL
⎛ ⎞
→⎜ ⎟
⎝ ⎠
Flujo en pistón
D
vL
⎛ ⎞
→ ∞⎜ ⎟
⎝ ⎠
Flujo de mezcla perfecta
Un balance microscópico de trazador un el recipiente con flujo disperso conduce a
2 2 2
2 2 2
Dx y z trazador
c c c c c c c
v v v r
t x y z x y z
δ δ δ δ
δ δ δ δ
⎛ ⎞⎛ ⎞ ∂ ∂ ∂
+ + + = + + +⎜ ⎟⎜ ⎟ ∂ ∂ ∂⎝ ⎠ ⎝ ⎠
considerando que solo hay flujo en la dirección x y que no hay reacción química
2
2
Dx
c c c
v
t x x
δ δ
δ δ
∂
+ =
∂
El coeficiente de difusión molecular,D , es de difícil predicción en sistemas multicomponentes. Por otro lado, a
parte de la retromezcla puede existir también la turbulencia, por lo que es necesario incorporar la difusividad de
remolino. Todo ello lleva a sustituir el coeficiente de difusión molecular por un coeficiente de difusión efectivo, D. Si
además sólo hay flujo en la dirección x se tiene que
D
x
D
v v
=
=
Ensanchamiento debido
probablemente al perfil de
velocidades, a la turbulencia, a
la difusión molecular, etc.
L
q(L/s)
S(m2)

2
2
c c c
D v
t x x
δ δ
δ δ
∂
= −
∂
Introduciendo las variables adimensionales
x
z
L
t tq tv
t V L
θ
=
= = =
el balance queda
2
2
c D c c
vL z z
δ δ
δθ δ
∂⎛ ⎞
= −⎜ ⎟
∂⎝ ⎠
La ecuación anterior es de difícil resolución, y en particular el establecimiento de las condiciones límite. Estas
condiciones límite pueden ser distintas según el valor del modulo de dispersión
D
vL
⎛ ⎞
⎜ ⎟
⎝ ⎠
, y del tipo de entrada y salida al
recipiente (recipiente cerrado o abierto).
En el caso de que el modulo de dispersión pequeño ( 0.01 ( 100)
D
Pe
vL
⎛ ⎞
< >⎜ ⎟
⎝ ⎠
), la curva de trazador es
estrecha de forma que pasa rápidamente (comparado con t ) por el punto de medida. Como consecuencia se supone
que la curva medida no cambia de forma mientras se mide, resultando una curva simétrica y gaussiana. En este caso las
curvas E y F no dependen de las condiciones de contorno impuestas al recipiente (cerrado o abierto)
A este valor de (D/vL) la
curva de trazador empieza
a no ser simétrica. Este es
el límite superior para usar
la asumción de pequeña
desviación

En este caso la solución del balance microscópico de trazador para una entrada en impulso es
( )23 )
( ) exp
4 4 /
L vtv
E t
DL DL vπ
⎡ ⎤−
= −⎢ ⎥
⎢ ⎥⎣ ⎦
(5.24)
( )2
1 )1
( ) exp
42
E
DD
vLvL
θ
θ
π
⎡ ⎤
⎢ ⎥−
= −⎢ ⎥
⎛ ⎞⎛ ⎞ ⎢ ⎥⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦⎝ ⎠
(5.25)
( )2
1 )1 1
( ) 1
2 2
er
t tvL
F t f
D t t
⎡ ⎤⎛ ⎞−
⎢ ⎥= − =⎜ ⎟
⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦
(5.26)
( )2
1 )1 1
( ) 1 , Funcion error
2 2
er er
vL
F f f
D
θ
θ
θ
⎡ ⎤⎛ ⎞−
⎢ ⎥= − ≡⎜ ⎟
⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦
(5.27)
Las expresiones (5.24) y (5.25) representan una familia de curvas de distribución normal de error de Gauss
para las que la media y la varianza son:
min 1obs no al obs
V L
t t o
q v
θ≅ = = ≅
( )
22 2 2
min min min
0 0 0 0
2 2 2 2 2
min min min
0 0
( ) ( ) 2 ( ) ( )
( ) 2 ( )
t no al no al no al
no al no al no al
t t E t dt t E t dt t tE t dt t E t dt
t E t dt t t t E t dt t
σ
∞ ∞ ∞ ∞
∞ ∞
= − = − + =
= − + = −
∫ ∫ ∫ ∫
∫ ∫
(5.28)
Ahora bien como minno alt tθ = se tiene que
( ) ( )22 2 2 2
min min min min
0 0
min
( )
( ) 1t no al no al no al no al
no al
E
t t d t t E d
t
θ
σ θ θ θ θ θ
∞ ∞
= − = −∫ ∫ (5.29)
por lo que
2 2 2
mint no altθσ σ= (5.30)
Puede demostrarse que
2 2
2
D
vL Peθσ ⎛ ⎞
= =⎜ ⎟
⎝ ⎠
(5.31) σ
⎛ ⎞⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= =⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠⎝ ⎠ ⎝ ⎠
2
2
3
2 2t
D L DL
vL v v
(5.32)
expresiones que sirvan para evaluar el modulo de dispersión
D
vL
⎛ ⎞
⎜ ⎟
⎝ ⎠
con un error inferior al 5% si el número de Peclet
(Pe ) es superior a 100.
La función E(θ) tiene un único parámetro (D/vL) que se puede calcular a partir de la curva experimental

1. Calculando experimentalmente la varianza de la curva: 2 2
2
D
vL Peθσ ⎛ ⎞
= =⎜ ⎟
⎝ ⎠
2. A partir del valor de E(θ) en el máximo: max
1
( )
4
E
D
vL
θ =
⎛ ⎞
⎜ ⎟
⎝ ⎠
3. El valor de E(θ) en el punto de inflexión: max0.61 ( )E θ
4. A partir de la anchura correspondiente al 68% del área:2 2
D
vL
⎛ ⎞
⎜ ⎟
⎝ ⎠
(Ver la siguiente figura)
Por otra parte, mientras las curvas mantienen la forma de campana de Gauss, las varianzas y los tiempos
medios son aditivos. Es decir, si se tiene n recipientes independientes en serie se puede escribir
2 2 2 2
3 3 3
... 2 2 ... 2
... ... ...
tglobal ta tb tn
a b n
a b n
global a b n
a b n
DL DL DL
v v v
V V V L L L
t t t t
q q q v v v
σ σ σ σ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= + + + = + + +⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠
⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= + + + = + + + = + + +⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠
En la bibliografía se encuentran muchas correlaciones que permiten estimar el modulo de dispersión utilizando como
variables la intensidad de dispersión (D/vd) y las propiedades del sistema (ver figuras siguientes). El modulo de dispersión se
calcula multiplicando la intensidad de dispersión por el factor de geometría, d/L.
a b c ... n
2
0θσ =
2
a
at
σ 2
b
bt
σ 2
c
ct
σ 2
n
nt
σ
Área=0.68
Punto de
inflexión
Área total=1
2 2
2
D
vL Peθσ ⎛ ⎞
= =⎜ ⎟
⎝ ⎠
max
1
( )
4
E
D
vL
θ
π
=
⎛ ⎞
⎜ ⎟
⎝ ⎠
Ec. (5.25)
max0.61 ( )E θ
( )E θ
θ
1 θσ− 1 θσ+1
2 2
D
vL
⎛ ⎞
⎜ ⎟
⎝ ⎠

En el caso de que el modulo de dispersión sea grande ( 0.01 ( 100)
D
Pe
vL
⎛ ⎞
> <⎜ ⎟
⎝ ⎠
), la curva de trazador es
amplia y pasa suficientemente despacio por el punto de medida para que su forma cambie a medida que se mide. Como
consecuencia resulta una curva asimétrica. En este caso las curvas E y F si dependen de las condiciones de contorno
impuestas al recipiente (cerrado o abierto).
Si el flujo no es distorsionado en el proceso de inyección o medida el recipiente se dice que es abierto y si el
flujo es de pistón se denomina cerrado. Ello proporciona cuatro combinaciones de condiciones de contorno, cada una
con su curva de respuesta.
Si el fluido entra y sale del recipiente en conducciones estrechas, el recipiente es cerrado. Si la inyección y la medida
se hacen en el seno del recipiente este es abierto. Tomar una muestra puntual en un recipiente a la salida es una salida
abierta.
Flujo en pistón
Recipiente cerrado
E
Flujo en pistón
Recipiente cerrado-
abierto Eca
Flujo no
distorsionado
Flujo en pistón
Recipiente abierto-
cerrado Eac
Flujo no
distorsionado
Recipiente abierto
Ea
Flujo no
distorsionado
Intensidad de
dispersión

Solo en el caso del recipiente cerrado la curva experimental es propiamente la curva de distribución de tiempos de
residencia (RDT). En los otros casos t V q> y por tanto no los es. Las funciones matemáticas correspondientes son las
siguientes:
1. Recipiente cerrado: En este caso no es posible la resolución analítica del balance microscópico de trazador. Por
tanto, la curva se construye mediante métodos numéricos y de igual modo se evalúa la varianza.
nominal
nominal
porque si no el modelo no es aplicable
1
E
E E
t t V q
t tθ
= =
= =
22
2
2
nominal
2 2 1 expt D D vL
t vL vL Dθ
σ
σ
⎡ ⎤⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= = − − −⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎣ ⎦
Esta curva es casi
simétrica. Para
pequeños (D/vL)
se puede usar las
“desviaciones
pequeñas”
analizadas con
anterioridad
Flujo
mezclado
Flujo
mezclado

2. Recipiente cerrado-abierto y abierto-cerrado: de nuevo no hay solución analítica.
22
2 2
2
1
1
2 3
Eac Eca
Eac Eca
tac
ac ca
V D
t t
q vL
D
vL
D D
t vL vLθ θ
θ θ
σ
σ σ
⎛ ⎞
= = +⎜ ⎟
⎝ ⎠
= = +
⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= = = +⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠
3. Recipiente abierto
( )
( )
2
2
22
2
2
1 )1
( ) exp
44
)
( ) exp
44
1 2
1 2
2 8
aa
aa
Eaa
Eaa
taa
aa
E
DD
vLvL
L vtv
E t
DtDt
V D
t
q vL
D
vL
D D
t vL vL
θ
θ
θ
θπ θ
π
θ
σ
σ
⎡ ⎤
⎢ ⎥−
= −⎢ ⎥
⎛ ⎞⎛ ⎞ ⎢ ⎥⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦⎝ ⎠
⎡ ⎤−
= −⎢ ⎥
⎢ ⎥⎣ ⎦
⎛ ⎞
= +⎜ ⎟
⎝ ⎠
= +
⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= = +⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠

5.3.2. Modelo de tanques en serie.
Este es otro modelo de un solo parámetro igualmente válido para pequeñas desviaciones del flujo en pistón con
la ventaja de ser matemáticamente sencillo para cualquier tipo de cinética. El modelo consiste en considerar una
hipotética serie de tanques agitados iguales e ideales colocados en serie, de manera que el parámetro es dicho número
de tanques.
Supóngase una entrada en impulso
El tiempo de residencia de cada tanque es /i it V q= , de modo que el tiempo de residencia del conjunto de N
tanques en serie es / /i it V q NV q Nt= = = .
Además las escalas adimensionales son: /i it tθ = y /t tθ = , por lo que
/ /( / ) /i it t t t N Nt t Nθ θ= = = = , 1i N yθ θ= = .
La curva de distribución de tiempos de residencia
resulta ser:
Para N=1
1
( ) ( ) exp( ) exp( )
t t
E tE t t
t t t
θ = = − = −
Para N=2
2
( ) ( ) 2 exp( )
t t
E tE t
t t
θ = = −
Para N=3
2
27 3
( ) ( ) exp( )
2
t t
E tE t
t t
θ ⎛ ⎞
= = −⎜ ⎟
⎝ ⎠
Para N
( )
1
1
( ) exp( )
1 !
N N
t N Nt
E t
t t N t
−
⎛ ⎞
= −⎜ ⎟
−⎝ ⎠
(5.32)
2
2
t
t
N
σ = (5.33)
( )
( )
1
( ) exp( )
1 !
N
N N
E N
N
θ
θ θ
−
= −
−
(5.34)
2 1
1
Nθσ θ= = (5.35)
V(L)
q(L/s)
V(L) V(L) V(L)
.......
E(t)
t
1 2 3 N

La figura 5.- presenta E(θ) para distintos valores de N. En ella se observa que a medida que N aumenta las
curvas tienden a ser cada vez más simétricas y gaussianas (se aprecia a partir de N>20). Para N>50 dichas curvas son
ya prácticamente simétricas y gaussianas.
Al igual que en el modelo de dispersión,
a partir de la curva E(θ) experimental se puede
estimar el parámetro del modelo, en este caso N.
La figura 5.- indica cómo.
Además también puede dibujarse las
curvas para diversos valores de N y observar
cuál de ellos reproduce mejor la situación
experimental.
El valor de N puede resultar cualquier
valor positivo, no necesariamente entero, puesto
que el modelo es empírico. Si N resulta no ser
entero, en la función E(θ), debe substituirse (N-
1)! Por la función Γ(N) (función gamma
tabulada).
Cuando N=0, el modelo indica la existencia de un cortocircuito completo por lo que no hay flujo en el recipiente.
Si 0 1N≤ ≤ , el modelo representa una situación en la que hay cortocircuito y mezcla. Cuando N=1 se tiene mezcla
perfecta y a medida que N aumente se pierde mezcla. Para N → ∞ el modelo indica flujo en pistón.
A pesar de la flexibilidad del modelo no es adecuado para simular grandes colas o asimetrías acentuadas.
Comparando con el modelo de dispersión, cuando N>50, se tiene 2 1
2
D
vL N
θσ ⎛ ⎞
= =⎜ ⎟
⎝ ⎠
por lo que la relación
entre los parámetros de ambos modelos es
2
vL
N
D
⎛ ⎞
= ⎜ ⎟
⎝ ⎠
.
5.3.3. Modelos combinados.
Cuando las curvas de distribución de tiempos de residencia presentan recirculación, largas colas, etc el tiempo
de residencia experimental no es aproximadamente el nominal. En consecuencia ni el modelo de dispersión ni el de
tanques en serie son adecuados. En estos casos se han de ensayar modelos empíricos de más de un parámetro que se
denominan modelos combinados.
Un modelo combinado se construye suponiendo que el flujo real se simula por una combinación adecuada de
diversas regiones (flujo en pistón, mezcla perfecta, retromezcla (difusión axial), espacios muertos) y tipos de corrientes
de flujo (flujo cruzado, cortocircuitos, recirculaciones).
Las relaciones de tamaño de distintas regiones y los caudales entre y alrededor de las regiones originan los
parámetros de los modelos. Hay que señalar que la región de los espacios muertos puede a su vez ser considerada
como completamente estancada o como una región que presenta un flujo cruzado lento con el volumen activo. La

primera consideración conduce a tratamientos matemáticos simples, pero la segunda es bastante más compleja.
Un modelo combinado clásico es el propuesto por Cholette y Cloutier. Este modelo se describe mediante dos
parámetros
1. La relación de tamaños entre etapas
2. El caudal entre y alrededor de las etapas (o el cociente entre ellos)
La obtención de la curva F para este modelo presenta uno de los métodos para obtener F(t) para otros
modelos.
La aplicación a un reactor tanque agitado
considera una zona muerta y un cortocircuito tal como se
indica en la siguiente figura.
Para una entrada en escalón tal que 0 /c w q= , la respuesta a la salida es ( ) s
o
c
F t
c
= y se obtiene de
1 2o m sq c q c qc+ =
1 2 m s
o o
q q c c
q q c c
+ =
donde ( )mc f t= por lo que es necesario el balance de trazador en la región activa
2 2o m
m
dn
q c q c
dt
⎛ ⎞
= −⎜ ⎟
⎝ ⎠
( )2
m
m o m
dc
V q c c
dt
⎛ ⎞
= −⎜ ⎟
⎝ ⎠
( )
2
0 0
mc t
m
o m m
dc q
dt
c c V
=
−∫ ∫
( ) 2
0
ln ln ln 1mc o m m
o m
m o o
q c c c
c c t
V c c
⎛ ⎞ ⎛ ⎞−
− − = = − = − −⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠
2
1 expm
o m
c q
t
c V
⎛ ⎞
= − −⎜ ⎟
⎝ ⎠
con lo que 1 2 2 2 2
( ) 1 exp 1 exps
o m m
c q q q q q
F t t t
c q q V q V
⎡ ⎤⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= = + − − = − −⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎣ ⎦
(5.36)
V(L)
q(L/s)
Vd
Vm
q,co
q2,co
q1,co
cm
cs
1 2
m dV V V
q q q
= +
= +

1 2 2
( ) ( 0) 1 exp
m
q q q
F t U t t
q q V
⎡ ⎤⎛ ⎞
= − + − −⎢ ⎥⎜ ⎟
⎝ ⎠⎣ ⎦
2 2
( ) 1 exp
m
q q V
F
q qV
θ θ
⎛ ⎞
= − −⎜ ⎟
⎝ ⎠
(5.37)
1 2 2
( ) ( 0) 1 exp
m
q q q V
F U
q q qV
θ θ θ
⎡ ⎤⎛ ⎞
= − + − −⎢ ⎥⎜ ⎟
⎝ ⎠⎣ ⎦
2
1 2 2 2 1 2 2( )
( ) ( 0) exp ( 0) exp
m m m m
dF t q q q q q q q
E t t t t t
dt q q V V q qV V
δ δ
⎛ ⎞ ⎛ ⎞ ⎛ ⎞
= = − − − − = − + −⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠
(5.38)
2
1 2 2
2
( ) ( 0) exp
m m
q q V q V
E
q q V qV
θ δ θ θ
⎛ ⎞
= − + −⎜ ⎟
⎝ ⎠
(5.39)
Los parámetros del modelo se deducen de la representación gráfica de ln (1-F(t)) en la que la ordenada en el
origen es ln(q2/q) y la pendiente (q2/Vm).
A continuación se presentan las funciones y gráficas correspondientes a otros modelos combinados.
t
F(t)
1
m
obs
V V
Area t t
q q
= = < =
1 2
1
q q
q q
= −
F(θ)
1
1m
obs
V
Area
V
θ= = <
1q
q
θ
E(t)
t
1Area total =
m
obs
V
t
q
=
2q
Area
q
=
1q
Area
q
=
2
2
m
q
qV
V
t
q
=
E(θ)
θ
1Area total =
m
obs
V
V
θ =
2q
Area
q
=
1q
Area
q
=
2
2
2
m
q V
q V
1

q
pistón
q
Vp
Vd
qa
pistón
qb
q
V
t =
tE
Área =1
Impulso ideal,
la altura es ∞
q
V p
tE
q
V p
Área =1
q
V
pq
V
Área =
V
qq
Área =
V
qb
1-Ft
1
q
V
t =
Área =
q
V
1-Ft
1
q
V p
Área =
q
Vp
q
V
1-Ft
1
aq
V
Área =
q
V
q
V
V
q a
q q qa
qb
q
Vm
Vd
Mezclado
Mezclado
Et
V
q
e
1
q/V
q
V
Área=1
t
V
q
e
V
q −
Et
Área=
V
qa
t
V
q
a
a
e
Vq
q −2
Vq
qa
2
Área=
V
qb
q
V
aq
V
Et
q/Vm
q
Vm
Área=1
t
V
q
m
m
e
V
q −
q
V
mV
q
e
1
1-Ft
1
Área =
q
V
e
1
q
V
t
V
q
e
−
1-Ft
1
Área =
q
Vm
e
1
q
Vm
t
V
q
m
e
−
q
V
Área=
q
V
t
V
q
a
a
e
Vq
q −
Vq
q a
q
V
aq
V
1-Ft
1
Vq
q
e
a1

q
Vp
Vd
Vm
Cualquier
disposición
q
Vp
Vm
Vp
q
Vm
ambos
Et
Área=1
q
Vp
q
V
mV
q
e
1
mV
q
Área=V/q
q
Vp
q
V
e
1
1
1-Ft
Área=V/q
q
Vp
q
V
e
1
1
1-Ft
obst
Área=1
q
Vp
q
V
mV
q
e
1
mV
q
q
VV
t
mp
obs
+
=
Et
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+−
m
p
m V
V
t
V
q
e
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+−
m
p
m V
V
t
V
q
e
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
+−
m
p
m V
V
t
V
q
m
e
V
q
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
+−
m
p
m V
V
t
V
q
m
e
V
q

q
Vp
Vm
Vd
qb
qa
q
Vp
Vd
VmRq
Área
total=1
mV
q
ab
1
mV
q
b
1
q
VV
b
mp +
Et
Área =b
Área =ab
Área =a2b
Media de la
primera porción
q
VV
b
mp +
2
a=R/(R+1)
b=1/(R+1)
1
1-Ft
Área=
q
VV mp +
Área=(Vp+Vm)/q
a
p
q
V
q
qa
1
1-Ft
a
mp
q
VV +
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+−
m
p
m V
V
t
V
q
a
e
q
q
Et
Área=qa/q
a
p
q
V
a
mp
q
VV +
qV
q
m
a
2
Área=qb/q
q
VV
t
mp
obs
+
= Media global
Media de la porción
sombreada de la curva
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
+−
m
p
m
a
V
V
t
V
q
m
a
e
qV
q2

q
q1
q2
Vp2
Vp1
q
Rq
1-Ft
Et
1
Área=q2/q
Área=q1/q
Media global1
1
q
Vp
2
2
q
Vp
21
21
qq
VV
q
V
t
pp
+
+
==
Área=1
1
1
q
Vp
2
2
q
Vp
Et
1-Ft
1
bt 2bt 3bt
bt 2bt 3bt
Área total=1
Área=b
Área=ab
Área=a2b
a=R/(R+1)
b=1/(R+1)
Área=(b+ab+a2b+...
)t
a
a2

Cuantos más parámetros tenga el modelo más representa una situación particular relativa al flujo, pero
justamente por ello y por su carácter empírico no permite hacer extrapolaciones. Es mejor utilizar modelos con el menor
número posible de parámetros y, en la medida de lo posible, con significado físico.
q1
q2
q
V1
V2
Área=1
Área=1
Log Et
Pásese a escala
semilogaritmica
Log(q1
2/(qV1)
Log(q2
2/(qV2)
Pendiente=2.303q1/V
Pendiente=2.303q2/V
2
2
2
1
2
1
qV
q
qV
q
+Et
21
21
qq
VV
q
V
t
+
+
==
t
V
q
t
V
q
e
qV
q
e
qV
q 2
21
1
1
2
2
2
1
2
1
−−
+

5.3.4. Modelo de advección pura.
Para flujo laminar en tubos cortos, o bien flujo laminar de fluidos viscosos, no puede aplicarse el modelo de
dispersión, con significado físico, ya que la desviación del flujo respecto al flujo en pistón viene producida por el perfil
parabólico de velocidades. En estas situaciones es más conveniente usar el modelo de convección pura. Las funciones
de distribución son, en este caso, muy sensibles al modo de introducción y medida del trazador, por lo que se distinguen
las siguientes situaciones para una entrada en impulso:
1. proporcional a la distribución parabólica de velocidades y una recogida similar, la expresión matemática
de la curva E es
( )
3
2
3
1 1
( )
2 2
( )
( ) 1 2
2
E
E t
E t t t
t t
θ θ
θ
θ
= ≥
= = ≥
(5.40)
2. proporcional a la distribución parabólica de velocidades y una recogida uniforma (frente plano) o
viceversa, la curva que se obtiene responde a
( )
*
2
*
2
1 1
( )
2 2
( ) 1 2
2
E
t
E t t t
t
θ θ
θ
= ≥
= ≥
(5.41)
3. en la que el trazador se distribuye uniformemente (frente plano) tanto a la entrada como a la salida, la
ecuación a emplear es
( )
**
**
1 1
( )
2 2
1
( ) 1 2
2
E
E t t t
t
θ θ
θ
= ≥
= ≥
(5.42)
La relación entre las citadas distribuciones es
Inyección
Recogida
Inyección
Recogida
Inyección
Recogida
Inyección
Recogida

* **
2
( ) ( )
( )
E E
E
θ θ
θ
θ θ
= = (5.43)
siendo E(θ) la función distribución adecuada para la simulación del recipiente real, aunque las otras dos sean más
fáciles de obtener experimentalmente.
La siguiente figura muestra la forma de las curvas
anteriores.
El modelo de convección pura supone que cada
elemento de fluido circula por el tubo sin interaccionar con los
demás, es decir, circulando por capas. En consecuencia, dadas
sus propiedades físicas, los gases presentan normalmente un
régimen de dispersión mientras que los líquidos pueden
presentar ambos.
El siguiente diagrama permite determinar en qué
régimen se está trabajando y qué modelo es el adecuado siempre
que el flujo sea laminar, no siendo válido para flujo turbulento.
Para ello es necesario localizar en el diagrama el punto que
corresponde al fluido usado (número de Schmidt, Sc), las
condiciones de flujo (número de Reynolds, Re) y la geometría del recipiente (Longitud/diámetro, L/dt).
**
( )E θ
1 θ
FP
( )E θ
M.Dispersion
*
( )E θ
largas colas
1.50.5
( )E θ
Flujo muy lento
Número de Bodesnstein:
mide la contribución de la
difusión molecular al flujo.

Predicción de la conversión en un reactor real. Influencia de la micromezcla. Micro y macrofluido. Modelo de Levenspiel.
La información que se obtiene de las funciones de distribución de edad es a nivel de MACROMEZCLA, es decir,
relativa al tiempo que dichas fracciones permanecen en el tanque, pero no respecto a lo que le ocurre a dichas fracciones
mientras están en el tanque ni en que localización geométrica se encuentran, MICROMEZCLA. La información de la
macromezcla resulta adecuada y suficiente junto con el modelo cinético en el caso en que las interacciones de fluido no
afecten a las velocidades. El único proceso en que esto ocurre es en la cinética de primer orden, en la que el proceso sólo
depende de la molécula y de su permanencia en el recipiente, siendo independiente de lo que ocurre a su alrededor. Si la
cinética no es lineal, orden superior a la unidad, también se requiere información del entorno puesto que las moléculas han de
interaccionar.
La medida de la micromezcla requiere datos del interior del recipiente por lo que resulta de difícil medida. Sin
embargo, ésta puede delimitarse claramente entre los dos extremos indicados en el apartado 5.1, el de fluido no segregado
(MICROFLUIDO) y el de fluido segregado (MACROFLUIDO).
Un fluido está compuesto de numerosos microelementos que se pueden agrupar en macroelementos. Los
macroelementos tienen dimensiones físicas, mientras que los microelementos no las tienen (como un punto). Cuando se
considera la mezcla en un reactor respecto a los microelementos se distinguen dos niveles extremos de mezcla. En un
extremo los microelemento no forman macroelelementos permaneciendo independientes unos de otros y se dice que el
fluido está no segregado. En el otro extremo, los microelementos se agrupan en macroelementos independientes unos
de otros. Este nivel de micromezcla se denomina de completa segregación.
Si en los macroelementos hay una completa mezcla de los microelementos, cada macroelemento puede
visualizarse como un reactor perfectamente agitado discontinuo. En consecuencia, la conversión a la salida puede
obtenerse sumando la conversión de todos los macroelementos que salen del reactor. El modelo que calcula la
conversión de un reactor con un macrofluido en el que cada macroelemento está perfectamente agitado es el modelo de
Levenspiel (1965).
=∑
Por tanto, para cualquier distribución de tiempos de residencia y para cualquier cinética
0
· ( )elementoc c E t dt
∞
= ∫ (5.44)
o equivalentemente
Concentración media del
reactante que sale del reactor
sin reaccionar
Concentración de
reactante que no ha
reaccionado en un
elemento de edad
entre t y t+dt
Fracción de la
corriente de salida que
tiene elementos de
edad comprendida
entre t y t+dt
Elementos
de la
corriente
Fluido no segregado
MICROFLUIDO
MICROMEZCLA Fluido segregado
MACROFLUIDO

( )
0
0
· ( )
1 1 · ( )
A A
Ao Ao elemento
A A elemento
c c
E t dt
c c
X X E t dt
∞
∞
⎛ ⎞
= ⎜ ⎟
⎝ ⎠
− = −
∫
∫
(5.45)
Puesto que cada elemento o macroelemento se comporta como un tanque agitado perfecto en discontinuo la
concentración en él se encuentra con un balance de materia
( )
( )
( ) ( )A A Aelemento elemento elemento
A elemento elemento A elemento A elementoelemento
d n d c d c
R V V r r
dt dt dt
υ υ= ⇒ = ⇒ =
Así para una cinética de primer orden irreversible A→P
( )
( )
( )
( )
( )
0
( )
1
exp( )
e
A
Ao
A elemento
A elemento A elemento
c tA elemento
c
A elemento
A Aoelemento
ktA
Ao elemento
d c
r k c
dt
d c
kdt
c
c c kt
c
c
υ
−
= = −
= −
= −
⎛ ⎞
=⎜ ⎟
⎝ ⎠
∫ ∫
de modo que la concentración media a la salida de un reactor de mezcla perfecta es
1( ) ( )
( )
0 0 0
1
0
1
· ( ) ·
1 1
1 1
tkt t t
kt tA A
Ao Ao elemento
tk
t
tA
Ao
c c e
E t dt e dt e dt
c c t t
c t
e
c t kt kt
+⎛ ⎞− −∞ ∞ ∞ ⎜ ⎟− ⎝ ⎠
∞
+⎛ ⎞
− ⎜ ⎟
⎝ ⎠
⎛ ⎞
= = =⎜ ⎟
⎝ ⎠
⎡ ⎤
= − =⎢ ⎥
+ +⎢ ⎥⎣ ⎦
∫ ∫ ∫
idéntico valor que para microfluido. De igual manera para un reactor de flujo en pistón
( )( )
0 0
( )
· ( ) ·ktA A
Ao Ao elemento
ktA
Ao
c c
E t dt e t t dt
c c
c
e
c
δ
∞ ∞
−
−
⎛ ⎞
= = −⎜ ⎟
⎝ ⎠
=
∫ ∫
Para una cinética de segundo orden irreversible en el caso de considerar un reactor ideal de flujo en pistón
( )0 0
1 1
· ( ) ·
1 1
A A
Ao Ao Ao Aoelemento
c c
E t dt t t dt
c c kc t kc t
δ
∞ ∞⎛ ⎞
= = − =⎜ ⎟
+ +⎝ ⎠
∫ ∫
siendo de nuevo igual a la expresión correspondiente a un microfluido. De hecho, puesto que el modelo ideal de flujo en

pistón no presenta mezcla, el tratamiento de microfluido y macrofluido conducen al mismo resultado para cualquier cinètica.
En el caso de considerar un reactor de mezcla perfecta el resultado no es el mismo considerando macro o
microfluido si la cinética no es lineal. Así pues, para macrofluido
( )
0 0
1
1
1
· ( ) ·
1
1
·
1
( ) integral exponencial
t t
A A
Ao Ao Aoelemento
R
A
Ao
Ao
t
R
c c e
E t dt dt
c c kc t t
c e
ei
c R R
R kc t
e
ei dt
R t
−
∞ ∞
−
∞
⎛ ⎞
= =⎜ ⎟
+⎝ ⎠
⎛ ⎞
= ⎜ ⎟
⎝ ⎠
=
= − ≡
∫ ∫
∫
mientras que para microfluido
1 1 4 1 1 4
2 2
AoA
Ao Ao
kc tc R
c kc t R
− + + − + +
= =
Para el caso del reactor de mezcla perfecta el resultado en caso de micro o macrofluido puede desarrollarse en serie
Macrofluido 2 3
1 1! 2! 3! ...A
Ao
c
R R R
c
= − + − +
Microfluido 2 3
1 2 5 ...A
Ao
c
R R R
c
= − + − +
Lo cual indica que en un reactor de mezcla perfecta la conversión es mayor en el caso de macrofluido, siempre y cuando R
sea grande. Si R es pequeño la diferencia entre conversiones es poca.
( ) ( )
MP MP
A A
Ao AoMACROFLUIDO MICROFLUIDO
MP MP
A AMACROFLUIDO MICROFLUIDO
c c
c c
X X
⎛ ⎞ ⎛ ⎞
<⎜ ⎟ ⎜ ⎟
⎝ ⎠ ⎝ ⎠
>
La comparación de los volúmenes necesarios para una determinada conversión da una idea de la influencia de la
segregación. Así pues para n>1 el flujo segragado es más eficaz (a V fijo XMacro > XMicro , a X fija VMacro < VMicro ) mientras que
para n<1 lo es el no segregado (a V fijo XMacro < XMicro , a X fija VMacro > VMicro ).
La siguiente tabla muestra las ecuaciones de conversión en reactores ideales para macro y microfluidos con 0ε = .

En el caso de calcular la conversión del reactor real aplicado el modelo de dispersión axial para una reacción de
primer orden tanto para macrofluido como para microfluido se tiene (5.46)
2 2 2 2
1 1
4 exp( ) 4 exp( )
2 21
(1 ) exp( ) (1 ) exp( ) (1 ) exp( ) (1 ) exp( )
2 2 2 2
1 4
A
A
Ao
vL
a a Pec DX
a vL a vL a ac a a a Pe a Pe
D D
D
con a kt
vL
− = = =
+ − − − + − − −
⎛ ⎞
= + ⎜ ⎟
⎝ ⎠
( )
2
2 2
2
( ) 1
1 exp exp
2
A t
A
Ao
D
si kt
vL
c D k
X kt kt kt
c vL
σ
<<
⎡ ⎤⎛ ⎞⎡ ⎤⎛ ⎞
− = = − + = − +⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦ ⎝ ⎠⎣ ⎦
En el caso del modelo de tanques en serie para una reacción de oreden 1 en el caso de macro y microfluido
( ) ( )
1 1
1
1 1 /
A
A N N
Ao i
c
X
c kt kt N
− = = =
+ +
(5.47)
Y para una reacción de oreden 2 (A→ P o A+B→ P con cAo=cBo
Macrofluido
( )
1
0 0
1 1
· ( ) ·
1 1 ! 1
N NtN
A t
Ao Ao Ao
c N t
E t dt e dt
c kc t t N kc t
−
∞ ∞ −⎛ ⎞
= = ⎜ ⎟
+ − +⎝ ⎠
∫ ∫
Microfluido
1
2 2 1 2 1 ...2 1 4
1
A
Ao
Ao Ao i
c
kc t N raices cuadradas
c kc t
⎛ ⎞
= − + − + − + − +⎜ ⎟+ ⎝ ⎠
En general para macrofluido se calcula por la ecuación de Levenspiel y para microdluido aplicando la ecuación de diseño a
cada tanque de la serie.
Para el modelo de advección pura es en esencia un comportamiento de macrofluido por lo que se aplica la ecuación
de Levenspiel, siendo importante convertir las curvas E* y E** en E.
Para los modelos combinados tanto en macrofluido como en microfluido hay que combinar adecuadamente los
comportamientos de cada zona del reactor.

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