INTERCAMBIADOR DE DOBLE TUBO Universidad del Atlántico Facultad de Ingeniería Ingeniería Mecánica Transerencia Transerencia de Calor Borrero !a"riel# Castilla Ro"erto# Man$arres Ro%# Oc&oa 'ernán# (ertu) Osneider Barranquilla, 03 de junio de 2015
RE*UMEN En esta experiencia tuvimos la oportunidad de conocer y manejar un intercambiador de calor de doble tubo, en donde se tuvieron en cuenta varios aspectos como que el equipo estuviera calibrado, calibrado, es decir que los termopares termopares se estabilizaran estabilizaran al marcar la temperatura para permitir el paso de agua fría en el primer tramo, después de permitir el paso del agua se le dieron dos vueltas a la llave del vapor para darle comie comienzo nzo a la etap etapa a a realiz realizar ar.. Despué Después s de espera esperarr unos unos segu segundo ndos s para para su estabilidad, estabilidad, se tomaron las temperaturas respectivas respectivas en la entrada y salida de cada tubo. Se izo lo mismo para flujos tanto en paralelo como en contracorriente. Este proceso se repiti! en los siguientes siguientes arreglos. "on los datos obtenidos, obtenidos, se procedi! a la elaboraci!n del presente informe.
INTRODUCCI+N Existen mucos procesos de ingeniería que requieren de la transferencia de calor. #ara este proceso se necesitan los intercambiadores de calor, los cuales se utilizan para enfriar o calentar fluidos. $os intercambiadores de calor de tubos concéntricos o doble tubo son los m%s sencillos que existen. Est%n constituidos por dos tubos concéntricos de di%metros diferentes. &no de los fluidos fluye por el interior del tubo de menor di%metro y el otro fluye por el espacio anular entre los dos tubos. &n intercambiador de calor es un dispositivo que cambia calor entre fluidos de diferentes temperaturas que estén separados por una pared o en contacto entre ellos. El gradiente de temperatura entre los fluidos facilita la transferencia de calor. $a transferencia es posible porque ocurren tres principios' radiaci!n, conducci!n y la
convecci!n. Sin embargo, la radiaci!n no desempe(a un papel importante) la conducci!n se produce a partir del paso de un fluido con temperatura muy elevada a través de una pared s!lida) y la convecci!n es el paso del calor de la superficie a un medio externo. #or lo cual, a partir de estos principios y el contacto que se producen entre los fluidos, la clasificaci!n m%s general que puede realizarse de los cambiadores de calor, se efect*a atendiendo al grado de contacto entre los fluidos. Seg*n este criterio, los cambiadores de calor se dividen en dos grandes grupos' +ntercambiadores de contacto directo e +ntercambiadores de contacto indirecto. Estos *ltimos pueden a su vez dividirse en alternativos y de superficie. En el caso de esta experiencia, se emple! un intercambiador de contacto indirecto o intercambiador de calor de doble tubo.
El intercambiador de doble tubo es uno de los tipos m%s simples de intercambiadores de calor y es llamado así porque circula un fluido dentro de un tubo y el otro fluido circula entre el tubo y otro tubo que rodea al primero. $os tubos son concéntricos. El flujo de un intercambiador de calor de doble tubo puede ser paralelo o contra corriente. En este tipo de intercambiadores, el fluido caliente fluye a través del tubo interior, transfiriendo su calor al agua refrigerante que fluye en el tubo exterior. El sistema se encuentra en estado estable asta que las condiciones cambian. #or lo cual, comprobar c!mo sufren estos cambios es el objetivo de esta experiencia' • • • •
Efectuar el balance de energía para el intercambiador de doble tubo. "alcular la media logarítmica de la diferencia de temperatura. Estimar el coeficiente total de transferencia de calor. Determinar los coeficientes individuales de transferencia de calor.
MARCO TE+RICO El intercambiador de calor de doble tubo es el tipo m%s sencillo de intercambiador de calor. Est% constituido por dos tubos concéntricos de di%metros diferentes. &no de los fluidos fluye por el tubo de menor di%metro y el otro fluido fluye por el espacio anular entre los dos tubos. En este tipo de intercambiador son posibles dos configuraciones en cuanto a la direcci!n del flujo de los fluidos' contraflujo y flujo paralelo. En la configuraci!n en flujo paralelo los dos fluidos entran por el mismo extremo y fluyen en el mismo sentido. En la configuraci!n en contraflujo los fluidos entran por los extremos opuestos y fluyen en sentidos opuestos. En un intercambiador de calor en flujo paralelo la temperatura de salida del fluido frío nunca puede ser superior a la temperatura de salida del fluido caliente. En un
intercambiador de calor en contraflujo la temperatura de salida del fluido frío puede ser superior a la temperatura de salida del fluido caliente. El caso límite se tiene cuando la temperatura de salida del fluido frío es igual a la temperatura de entrada del fluido caliente. $a temperatura de salida del fluido frío nunca puede ser superior a la temperatura de entrada del fluido caliente. En la figura siguiente se muestran esquemas de las dos configuraciones así como la evoluci!n de la temperatura de los fluidos en cada una de ellas'
Flujo Paralelo
Flujo en contracorriente
#or la anterior grafica podemos observar que en un intercambiador de calor de doble tubo, el fluido caliente circula por un tubo, descendiendo su temperatura desde un valor de entrada, e, asta uno de salida, s, mientras que el fluido frío lo
ace por el segundo tubo, bien en el mismo sentido -corriente directa, bien en sentido contrario -contracorriente, desde un valor de entrada, te, asta otro de salida, s. &na parte esencial, y a menudo la m%s incierta, en el an%lisis de intercambiadores de calor es la determinaci!n del coeficiente total de transferencia de calor. Este coeficiente es determinado al tener en cuenta las resistencias térmicas de conducci!n y convecci!n entre fluidos separados por una pared plana compuesta y paredes cilíndricas, respectivamente. Es sin embargo reconocer que tales resultados *nicamente aplican a superficies limpias y sin aletas. Durante una operaci!n normal de un intercambiador de calor, las superficies frecuentemente est%n sujetas a impurezas de los fluidos, formaci!n de !xido y otras reacciones entre el fluido y la pared del tubo. $a subsecuente deposici!n de una película en la superficie, puede incrementar significativamente la resistencia de los fluidos para transferir calor. Este efecto puede ser tratado al introducir una resistencia adicional llamada factor de impureza / f . al incluir el factor de falla y los efectos de las aletas, el coeficiente total de transferencia de calor se puede expresar como' }} over {{( {η} rsub {0} A )} rsub {c}} + {R} rsub {w} + {{R} rsub {f , h} rsup {
R 1 = 1 = 1 = 1 + f ,c UA U c A c U h A h ( η0 hA )c
(η0 A )h
Donde y c se refieren a los fluidos caliente -ot y frio -cool respectivamente. #ara dise(ar o predecir el desempe(o de un intercambiador de calor, es esencial relacionar las tasas totales de transferencia de calor con cantidades tales como las temperaturas a la entrada y a la salida, el coeficiente total d transferencia de calor, y el %rea superficial total de transferencia de calor. Dos de tales relaciones se pueden obtener al aplicar un balance total de energía en el fluido caliente y en el frio, se suponen despreciables la transferencia de calor entre el intercambiador y sus alrededores y la energía cinética y potencial. 0l aplicar el balance de energía se obtiene'
´ h c p , h (T h ,i −T h , 0 ) q =m ´ h c p , c (T c , 0−T c, i) q =m Si se desea determinar una relaci!n de la raz!n de transferencia de calor q con la diferencia de temperatura entre los fluidos caliente y frio, se obtendría una ecuaci!n de la forma'
+
1 (η 0 hA )h
q =UA∆T m
En donde
∆ T m
es la diferencia de temperatura entre los fluidos, pero ya que este
valor varía con la posici!n en el intercambiador, es necesario trabajar con un valor de diferencia de temperatura significativo. 0l analizar un segmento diferencial en el intercambiador de calor, se puede demostrar que el valor apropiado para
MLDT =
∆ T 2− ∆T 1 ln
( ) ∆ T 2 ∆T 1
En donde para el flujo paralelo'
∆ T 1=T h ,1−T c ,1=T h ,i −T c ,i ∆ T 2=T h ,2−T c ,2=T h ,0 −T c , 0 1 para contra flujo'
∆ T 1=T h ,1−T c ,1=T h ,i −T c ,0 ∆ T 2=T h ,2−T c ,2=T h ,0 −T c ,i
∆ T m
sería'
AN,LI*I* E-(ERIMENTAL DE*CRI(CI+N DEL E.UI(O
+ntercambiador de doble tubo conformado por cinco tubos de cobre y el sexto es de cobre corrugado, enfriado por aire, todos sin aislar. "on este intercambiador se pueden experimentar 2 casos diferentes de transferencia de calor donde se puede variar el régimen del tubo respecto a la tubería donde pasan los fluidos' ubo 3 y 4' +ntercambiador de calor est%ndar orizontal ubo 5' ubo interno de acero ubo 6' 0lta turbulencia) flujo cruzado y paralelo ubo 7' 8lujo cruzado, laminar y turbulento. ubo 2' #rovee enfriamiento por convecci!n libre con aire) flujo tipo remolino y pulsaciones dentro del tubo. • • • • •
(ROCEDIMIENTO 0ntes de pasar vapor por el lado del tubo, previamente pasa el agua fría por el lado de la carcasa, e igualmente se cierra el paso del agua caliente -9: 93 94 ;::. 0brir la v%lvula de entrada a la trampa D5, D< y la v%lvula del tubo refrigerante ;3 que permite el paso del agua fría. $as v%lvulas D6, D7, D2 y 9: deben estar bien cerradas. 0brir las v%lvulas 95, 96, 97, 92, 9< y 9= dejando correr el vapor por los tubos. 0brir la v%lvula 9:: que permite el paso del vapor desde la tubería principal. "uando todo el condensado de los tubos aya sido eliminado se cierran las v%lvulas 95, 96, 97, 92, 9< y 9= mientras permanece abierta la v%lvula 9:: dejando para luego cerrarse y evitar el paso del vapor. El recorrido del vapor desde sus pasos por la v%lvula 95 asta la trampa de vapor debe observarse cuidadosamente. $a v%lvula direccional >4 se opera efectivamente para que el agua pase por el rot%metro y el vapor por el drenaje D3, es decir por la trampa de vapor. Se instala el termopar y se procede a la lectura de las temperaturas. •
• •
•
•
•
•
•
>ota' #ara toma de flujos de condensado abrir la v%lvula D2 y cierra la v%lvula D<.
DI*CU*I+N DE RE*ULTADO* #ara la toma de los datos, se sigui! el siguiente esquema'
0rreglo 3 0rreglo 4 0rreglo 5 0rreglo 6
ubos 3 y 4 ubos 3 y 5 ubos 3 y 6 ubos 3 y 7
Tabla 1. Denominación de los arreglos de tuberías.
$os datos obtenidos fueron los siguientes'
0rreglo 3 #aralelo "ontracorrient e
ent -?" 55 65
0gua sal @ -?" -gpm 5B :,7 56 :,7
ent -?" B= B=
sal3 -?" 2B 2:
9apor sal4 9ol. -?" -ml 5B =: 57 =:
iempo @ -s -mlAs 4:,2 5,==5 4:,2 5,=62
Tabla 2. Datos obtenidos en el primer arreglo con tubería interna de cobre de ½’’
0rreglo 4 #aralelo "ontracorrient e
ent -?" 56 64
0gua sal @ -?" -gpm 5B :,7 56 :,7
ent -?" B< B3
sal3 -?" << =<
9apor sal4 9ol. -?" -ml 6: 2: 66 3::
iempo @ -s -mlAs 4:,6 4,B63 44,6 6,62
Tabla 3. Datos obtenidos en el segundo arreglo con tubería interna de aluminio de ½’’
0rreglo 5 #aralelo "ontracorrient e
ent -?" 5B 64
0gua sal @ -?" -gpm 62 :,7 66 :,7
ent -?" B2 B5
sal3 -?" B< 77
9apor sal4 9ol. -?" -ml 6: 3:: 66 =:
iempo @ -s -mlAs 4:,:B 6,B<< 4:,4B 5,B65
Tabla 4. Datos obtenidos en el tercer arreglo con tubería interna de cobre de 3/4’’
0rreglo 4 #aralelo "ontracorrient e
ent -?" 57 64
0gua sal @ -?" -gpm 63 :,7 56 :,7
ent -?" 6< B5
sal3 -?" 67 6<
9apor sal4 9ol. -?" -ml 6: =: 6: =:
iempo @ -s -mlAs 4:,6 3,6<3 4:,= 5,=66
Tabla 5. Datos obtenidos en el cuarto arreglo
0 continuaci!n se presentan los c%lculos pertinentes a partir de los resultados experimentales obtenidos, que indican las condiciones de operaci!n de los intercambiadores ensayados. #ara realizar los c%lculos el intercambiador de calor se estima como adiab%tico, y por lo tanto, las pérdidas al exterior son despreciables. $os c%lculos se centran en' o
o o o
Balance de calor . "omparaci!n de los flujos de vapor y agua en el
intercambiador, con los idealmente necesarios para una misma carga de calor. Diferencia media logarítmica de temperaturas. C$D. Coeficientes individuales de transferencia de calor . Coeficiente global de transferencia de calor, U. Se obtendr%n los coeficientes & para los oco intercambiadores ensayados.
$os resultados obtenidos se realizar%n a partir de las ecuaciones propias de los intercambiadores de calor que en breve se presentar%n) y para poder realizar los c%lculos, se incorporan los siguientes datos' Tabla 6. Datos suministrados. q =Qρ C P ∆ T
D ext tubo (m) D int tubo (m) D ext anulo (m) D int anulo (m) Longitud (m)
0,009525 0,0070358 0,0254 0,02206779 3,7
MLDT =
∆ T 2− ∆T 1 ln (
∆T 2 ) ∆T 1
q =U A ∆ T m
h=
q A ∆ T
$os c%lculos fueron realizados con la ayuda de Cicrosoft Excel. $os resultados que se obtuvieron se presentan a continuaci!n'
>0 -F' $os valores para
h vapor
marcados en la tabla presentan una
indeterminaci!n en el c%lculo debido a que para dicos casos caso, es m%s que v%lido afirmar que
h vapor → ∞
. Sin embargo, para prop!sitos
académicos y de observaci!n, se decidi! acer la aproximaci!n con ese valor se calcul!
h vapor
.
ARREGLO PRESIÓN ENTRADA DEL VAPOR. (PSI) Ten AGUA (°C) Tsal AGUA (°C) CAUDAL AGUA FRÍA (ft!"#n) CAUDAL AGUA FRÍA ("$!s) Ten VAPOR (°C) Tsal VAPOR (°C) T%&n' (°C) CAUDAL CONDENSADO . ("L!s) CAUDAL CONDENSADO . ("$!s)
ARREGO 1 PARALEL O
Δ T =0 ℃ . En tal
CONTRA. CORR
15
15
32
33
42
47
0,5
0,6
0,0002359 74
0,0002831 68
98
99
97
96
50
39
5,1
4,7
0,0000051
0,0000047
−9
Δ T =10 ℃ y
ρ ´ AGUA
993,54
992,4
4,174
4,174
(!"$)
´ p C
AGUA
(*! +) CALOR AGUA (,)
-LDT U
(,!"0 +) a2&3 (,!"0 +)
a/a
9,7859141 95 60,332964 43 1,4649748 12 8,8386273 21 119,65650 71
16,421472 57,324207 77 2,5873634 67 10,594182 93 66,930758 56
Tabla 6. Resultados obtenidos en el Arreglo 1.
ARREGLO PRESIÓN ENTRADA DEL VAPOR. (PSI) Ten AGUA (°C) Tsal AGUA (°C) CAUDAL AGUA FRÍA (ft!"#n) CAUDAL AGUA FRÍA ("$!s) Ten VAPOR (°C) Tsal VAPOR (°C) T%&n' (°C)
ARREGO 0 PARALEL O
CONTRA. CORR
15
15
34
35
44
39
0,45
0,47
0,0002123 76
0,0002218 15
97
97
97
97
48
44
CAUDAL CONDENSADO . ("L!s) CAUDAL CONDENSADO . ("$!s)
ρ ´ AGUA
5,51
6,3
0,0000055 1
0,0000063
992,78
993,54
4,174
4,174
8,8005856 89 57,856035 99 1,3738721 51 7,9486796 59
3,6795037 37 59,977771 19 0,5540925 92 8,3083096 82
(!"$)
´ p C
AGUA
(*! +) CALOR AGUA (,)
-LDT U
a/a
(,!"0 +)
a2&3 (,!"0 +)
1,0761 × (*)
4,49907 × (*)
Tabla 7. Resultados obtenidos en el Arreglo 2.
ARREGLO
ARREGO PARALEL O
PRESIÓN ENTRADA DEL 15 VAPOR. (PSI) 34 Ten AGUA (°C) Tsal AGUA (°C) 44 CAUDAL AGUA 0,54 FRÍA (ft!"#n) CAUDAL AGUA 0,0002548
CONTRA. CORR 15 34 45 0,56 0,0002642
FRÍA ("$!s) Ten VAPOR (°C) Tsal VAPOR (°C) T%&n' (°C) CAUDAL CONDENSADO . ("L!s) CAUDAL CONDENSADO . ("$!s)
ρ ´ AGUA
52
91
100
98
100
97
47
39
6,01
6,34
0,0000060 1
0,0000063 4
992,78
992,59
4,174
4,174
10,560702 83 60,863142 35 1,5671907 86 9,5384155 91
12,044718 38 57,856035 99 1,8803183 94 9,8897971 53
1,291 ×
147,27586 01
(!"$)
´ p C AGUA (*! +) CALOR AGUA (,)
-LDT U
a/a
(,!"0 +)
a2&3 (,!"0 +)
(*)
Tabla 8. Resultados obtenidos en el Arreglo 3. ARREGO 4 ARREGLO PRESIÓN ENTRADA DEL VAPOR. (PSI) Ten AGUA (°C) Tsal AGUA (°C) CAUDAL AGUA FRÍA (ft!"#n) CAUDAL AGUA FRÍA ("$!s) Ten VAPOR (°C) Tsal VAPOR (°C) T%&n' (°C)
PARALELO
CONTRA. CORR
15
15
34
35
45
47
0,51
0,48
0,00024069 3 97
0,0002265 35 98
96
97
57
54
CAUDAL CONDENSADO . ("L!s) CAUDAL CONDENSADO . ("$!s)
ρ ´ AGUA
5,56
5,4
0,00000556
0,0000054
992,59
992,02
4,174
4,174
(!"$)
´ p C
AGUA
(*! +) CALOR AGUA (,)
-LDT U
a/a (,!"0 +) a2&3 (,!"0 +)
10,9692971 56,7888479 9 1,74461322 2 9,00677955 134,126229 8
11,256126 21 56,321080 7 1,8051005 29 8,4721010 45 137,63341 05
Tabla 9. Resultados obtenidos en el Arreglo 4.
CONCLUSIONES 5 RECO-ENDACIONES •
•
•
•
ras observar que el flujo de calor fue mayor en todos los tramos evaluados cuando su configuraci!n fue de contra corriente, debido a que las tomas de las temperaturas del fluido caliente fueron mayores con respecto al fluido frío, se concluye que el diagrama se cumple a cabalidad. Se destaca que el valor de C$D sufri! un notable cambio respecto a la configuraci!n de los fluidos. En el 0rreglo 4, la C$D fue mayor cuando se izo en contracorriente con respecto al obtenido en paralelo, pero en los dem%s arreglos de tubos se invirti! la situaci!n. Se asume que esto se debi! a que ubo una amplitud de diferencias de temperaturas, aunque no se descarta que aya sido una variaci!n de car%cter aleatorio por la naturaleza del ensayo y del banco mismo. Se observa que en el 0rreglo 3 el coeficiente global de transferencia de calor & allado en contracorriente est% cerca de ser el doble del obtenido en paralelo. >!tese también que el comportamiento de C$D se replic! en los coeficientes globales de transferencia de calor &, pero de manera inversa. De eco, sería extra(o si así no fuera, pues & es inversamente proporcional a C$D. $as fuentes de incertidumbre fueron muy elevadas, brindando datos no muy confiables. $os termopares instalados en las tuberías se allan en un estado delicado y al mínimo movimiento se tornan disfuncionales. +ncluso las tuberías mismas est%n en un mal estado, teniendo fugas en mucos puntos, lo cual puede aber afectado vastamente los datos tomados, y por tanto, resultados obtenidos.
ANE6OS
7I7LIOGRAFÍA F!D"#$!%"L& 'F $"% %"!&F$, Fan+ - .n/oea, Daid - Deitt, 4ta $dition, on ile &on, 1996 !& $!:$L, %an;een/ia de alo #aa- #ill2006- %e/ea $di/i?ntt@AAeem-u/-eduABinte/aniadode/aloA/atellaAtubC/on/enti/- tml tt@AA===-otaluae-/omA#edime20A%alleeA%"LL$$& 20&$!D".'&20!&A.ndutialA08.nte/ambiadoe20de 20aloA!aegableAexli/a/iontubeiadoble-tml
