Intercambiador Doble Tubo

INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA M ECÁNICA Y ELÉCTRICA UNIDAD AZCAPOTZALCO

ANTEPROYECTO

DE UN

INTERCAMBIADOR DE CALOR TIPO DOBLE TUBO PARA SU FABRICACIÓN EN

MÉXICO

QUE PARA OBTENER EL TÍTULO

DE

INGENIERO MECÁNICO

P R E S E N T A:

RODOLFO HERNÁNDEZ ALMASO ALV ALVA ARO ARRIAGA RRIAGA JIM JIMENEZ ENEZ

ASESOR: ASESOR: ING. SAÚL RIVERA ZAMORA

MÉXICO, D.F. NOVIEMBRE DE 2013

Índice General. Índice de F iguras. Pág. Pá g. Índice de Tablas. Pág. Pá g. Resumen. Objetivo. Justificación. Introducción. CAPÍTULO I GENERALIDADES. 1.1. Intercamb Intercambiiado adorr de calor. 1.2. Tipos Tipos d e intercamb intercambiiadores de calor según su construc constr ucción. ción. 1.2.1. Doble tubo. 1.2.2. Tubo y coraza. 1.2.3. Intercamb Intercambiiado adorr tipo plato. 1.3. Tipos Tipos d e intercamb intercambiiadores de calor según su operación. operació n. 1.3.1. Intercamb Intercambiiado adorr de flujo flujo paral para lelo o co-corriente. co- corriente. 1.3.2. Intercamb Intercambiiado adorr en con co ntrafluj tra flujo. o. 1.3.3. Intercamb Intercambiiado adorr de flujo flujo cruza cr uzado. do. 1.3.4. Intercamb Intercambiiado adores res de un solo paso y de múltip múltip les pasos. 1.3.5. Intercamb Intercambiiado adores res Regenerativo Regenerativo s y No No-regenerativos. -regenerativos. CAPÍTULO II MARCO MARCO TEÓRICO. 2.1. Transferencia de calor. 2.2. Teorías del calor. 2.3. Mecanismos de la transf trans feren ere ncia de ca lor. 2.3.1. Conducció Conducció n. 2.3.2. Convecció Convecció n. 2.3.3. Radiació Radiación. n. 2.4. Procesos de tran tra nsferencia sfere ncia de calor. CAPÍTULO III. DISEÑO DEL INTERCAMBIADOR DE DOBLE TUBO TUBO 3.1. Principales Principales compon compo nentes de un intercamb intercambiiador de calor calo r tipo dob doblle tubo. 3.2. Transferencia de calor en un intercambiador. 3.2.1. Número Número d e Nusselt Nusse lt (Nu) (N u).. 3.2.2. Número Número d e Reynolds (Re). (Re ).

Pág. iii iv v vi vi vii 10 10 11 12 12 13 17 18 19 19 20 21 22 24 24 25 25 26 26 27 28 28 31 31 32 34 35 35 i

3.2.3. Número de Prandtl (Pr). 3.3. Coeficiente global de transferencia de calor. 3.4. Condiciones de flujo. 3.5. Velocidad media. 3.6. Diferencia de temperatura media logarítmica. 3.6.1. Intercambiador de calor de flujo paralelo. 3.6.2. Intercambiador de calor en contraflujo. CAPÍTULO IV MEMORIA DE CÁLCULO. 4.1. Criterios de diseño. 4.2. Cálculo Térmico. 4.3. Cálculo hidráulico. 4.4. Cálculo mecánico. 4.5. Soldadura. 4.5.1. Representación del intercambiador de calor. CAPÍTULO V ANÁLISIS ECONÓMICO 5.1. Costos de materiales. 5.2. Costos de ingeniería. 5.3. Costos de mano de obra. 5.4. Costo total del proyecto. 5.5. Evaluac ión del intercambiador de calor con y sin aislamiento. 5.5.1. Perdida de calor del intercambiador sin aislamiento. 5.5.2. Pérdida de calor del I.C. con aislamiento. 5.5.3. Comparación de datos obtenidos. Conclusiones. Nomenclatura. Glosario. Referencias bibliográficas. Referencias electrónicas. ANEXOS

35 36 36 37 39 40 43 45 45 46 47 57 61 67 71 73 73 74 75 76 77 77 77 81 85 87 88 90 92 92 93

ii

Índice de Figuras. Fig. A) Arreglo de pasos en un intercambiador. Fig. 1.1. Intercambiador de calor tipo doble tubo. Fig. 1.2. Partes representativas de algunos componentes de un intercambiador de tubo y coraza. Fig. 1.3. Nomenclatura de componentes para intercambiadores de calor, Asociación de manufactureros de intercambiadores tubulares (TEMA). Fig. 1.4. Partes y conexiones típicas de intercambiadores de calor. Fig. 1.5. Intercambiador de calor de tipo plato. Fig. 1.6. Intercambiador de calor de flujo paralelo. Fig. 1.7. Intercambiador de Contraflujo. Fig. 1.8. Intercambiador de calor de flujo cruzado. Fig. 1.9. Intercambiador de un so lo paso e intercambiador de múltiples pasos. Fig. 1.10. a) Intercambiador regenerativo; b) Intercambiador no-regenerativo. Fig. 2.1. Flujo de calor a través de una pared. Fig. 3.1. Áreas de flujo en un intercambiador de calor tipo doble tubo. Fig. 3.2. Intercambiador de calor de doble tubo. 1-Codo. 2, 3, 5, 6-Prensa estopa. 4-Cabezal de retorno. 7- “T”. Fig. 3.3. Intercambiador en serie (unión de dos o más horquillas. Fig. 3.4. Desarrollo de la capa limite [4]. Fig. 3.5. Balance global de energía para los fluidos caliente y frio de un intercambiador de calor Fig. 3.6. Distribución de temperatura en flujo paralelo [4]. Fig. 3.7. Distribución de temperatura en contraflujo [4]. Fig. 4.1. Eficiencia de soldaduras. Fig. 4.2. Símbolos para la representación de soldaduras. Fig. 4.3 Símbolos graficos para representacion de soldaura. Fig.4.4. Representación del intercambiador de calor ensamblado. Fig. 5.1. Perfil del tubo exterior, es decir el de 2 pulgadas sin aislamiento. Fig. 5.2. Perfil del cambiador de calor con aislamiento. Fig. 5.3. Energía perdida al año. Fig. 5.4. Costo de la energía perdida.

Pág. viii 12 13 15 17 18 19 20 20 21 23 26 32 32 33 37 [4]. 39 41 43 67 69 70 71 78 81 85 85

iii

Índice de Tablas.

Pág.

Tabla 1.1. Descripción de los componentes principa les de los intercambiadores de casco y tubo. Tabla 1.2. Productos derivados del petróleo. Tabla 2.1. Conexiones para intercambiadores de dob le tubo. Tabla 3.1. Tabulación de los resultados representativos del cálculo térmico. Tabla 3.2. Tabulación de resultados representativos del cálculo hidráulico. Tabla 3.3. Tabulación de resultados representativos del cálculo mecánico.

16 30 33 56 60 66

iv

Resumen. Mediante este anteproyecto, se demuestra que es posible fabricar intercambiadores de calor tipo doble tubo, diseñados en México y fabricados con material y mano de obra nacional, con calidad para lograr competir en el mercado tanto nacional como internacional, ya que en su mayoría son diseñados, fabricados, vendidos y atendidos por grandes compañías de origen extranjero lo cual eleva sus costos, debido a que en la adquisición de este tipo de equipos influyen diversos factores, algunos de estos son: el pago de regalías, transporte, aduanas, seguros, bodegas, entre otros. Por lo cual se ve la oportunidad de que los intercambiadores de calor sean fabricados en el país respetando estándares de calidad, empleando normas de diseño y fabricación de este tipo de equipos.

v

Objetivo. Dimensionamiento de un intercambiador de calor tipo doble tubo para su fabricación en México, con mano de obra y materia prima nacional, cumpliendo con las normas establecidas de diseño y fabricación, con calidad de los equipos.

Justificación. Los intercambiadores de calor son fabricados, vendidos y atendidos por grandes compañías no necesariamente nacionales, por lo cual, es urgente fabricar y vender intercambiadores de calor de calidad que sean manufacturados en México, para disminuir costos de adquisición, generar fuentes de empleo y poder competir en el mercado.

Alcance. Este anteproyecto comprenderá el dimensionamiento de un intercambiador de calor tipo doble tubo fundamentándose en las áreas térmica, hidráulica y mecánica.

vi

Introducción. La determinación de la rapidez de transferencia de calor a una diferencia de temperatura especificada constituye el problema principal. Con objeto de estimar el costo, la factibilidad y el tamaño del equipo necesario para transferir una cantidad específica de calor en un tiempo dado, debe realizarse un detallado análisis de transferencia de calor. Las dimensiones de calderas, calentadores, refrigeradores, condensadores e intercambiadores de calor, dependen no únicamente de la cantidad de calor bajo condiciones dadas. La operación apropiada de los componentes del equipo tales como, los tubos de un intercambiador de calor o las paredes de una cámara frigorífica, depende de la conductividad térmica de ciertas partes metálicas y de los fluidos manejados dentro de los equipos, retirando el calor de forma continua y con gran rapidez. Así mismo, el diseño de máquinas eléctricas, calderas, radiadores y rodamientos debe hacerse un análisis de transferencia de calor con objeto de evitar la condiciones que provocan sobrecalentamiento y daño al equipo. En el cálculo de intercambiadores de calor, así como en otros, la solución adecuada requiere de hipótesis e idealizaciones. Es casi imposible descubrir los fenómenos físicos en forma exacta, y para expresar un problema en forma de ecuación que pueda resolverse, es necesario hacer algunas aproximaciones. Para asegurar una operación satisfactoria del elemento, el diseñador aplicaría un factor de seguridad a los resultados que obtuvo de su análisis. Aproximaciones similares son también necesarias en los problemas de los condensadores. Las propiedades físicas, tales como la conductividad térmica o la viscosidad cambian con la temperatura, pero, si se seleccionan valores promedio convenientes los cálculos pueden ser considerablemente simplificados sin introducir un error apreciable en el resultado final. Cuando el calor es transferido de un fluido a una pared, como en un intercambiador de calor, se forman incrustaciones debido a la operación continua y éstas reducen la rapidez del flujo de calor. Con objeto de asegurar una operación satisfactoria por un largo periodo se debe aplicar un factor de seguridad que contrarreste el riesgo. El equipo de transferencia de calor se define por las funciones que desempeña en un proceso. Los intercambiadores recuperan calor entre dos corrientes en un proceso. El vapor y agua de enfriamiento son servicios y no se consideran en el mismo sentido que las corrientes de un proceso recuperables. Los calentadores se usan primariamente para calentar fluidos de proceso y vii

generalmente se usa vapor con este fin, aun cuando en las refinerías de petróleo el aceite caliente recirculado tiene el mismo propósito. Los enfriadores se emplean para enfriar fluidos en un proceso, el agua es el medio enfriador principal. Los condensadores son enfriadores cuyo propósito principal es eliminar calor latente en lugar de calor sensible. Los hervidores tienen el propósito de suplir los requerimientos de calor en los procesos de destilación como calor latente. Los evaporadores se emplean para la concentración de soluciones por evaporación de agua. Si además del agua se vaporiza cualquier otro fluido, la unidad es un vaporizador. Una de las razones de que los equipos puedan dañarse es por efecto de las variaciones de temperatura. A raíz de esto es que se ha podido fabricar distintos equipos especializados para el intercambio de calor. Estos aparatos sirven para evitar el sobrecalentamiento de las máquinas y así lograr mantener una temperatura ideal de trabajo. Por otro lado también hay dos tipos que fueron construidos para mantener por debajo de ciertas temperaturas, ya sea, alimentos, medicinas, etc. El desarrollo de intercambiadores de calor es variado y de una amplia gama de tamaños y tecnología como plantas de potencia de vapor, plantas de procesos químicos, calefacción y acondicionamiento de aire de edificios, refrigeradores domésticos, radiadores de automóviles, radiadores de vehículos especiales, entre otros.

t2 T1 Ty t1 T2

IV

1

III II

2 I

Tx

Fig. A) Arreglo de pasos en un intercambiador.

Entre estos extremos hay un extenso surtido de intercambiadores comunes de coraza y tubo. Estas unidades se usan ampliamente, porque pueden construirse con grandes superficies de transferencia de calor en un volumen relativamente pequeño, pueden fabricarse de aleaciones resistentes a la corrosión, y son idóneas para calentar, enfriar, evaporar o condensar toda clase de fluido.

viii

El diseño de un intercambiador de calor, puede descomponerse en las siguientes fases: 1.- Diseño térmico. 2.- Diseño mecánico. 3.- Diseño de fabricación.

Diseño térmico. Se ocupa primordialmente de determinar el área de superficie necesaria para transferir calor a una velocidad específica a determinados niveles dados de flujo y temperatura de los fluidos.

Diseño mecánico. Obliga a considerar las temperaturas y presiones de operación, las características de corrosión de uno o ambos fluidos, las expansiones térmicas relativas, los esfuerzos que acompañan y la relación del intercambiador de calor con otro equipo que intervenga.

Diseño de fabricación. Exige traducir las características y dimensiones físicas a una unidad que pueda construirse a bajo costo. Es preciso hacer la selección de materiales, acabados y cubiertas, elegir el dispositivo mecánico óptimo, y especificar los procedimientos de fabricación. Para obtener la máxima economía, la mayoría de los fabricantes han adoptado líneas estándar de intercambiadores de calor. Las normas establecen los diámetros de los tubos y los dominios de presión, además de promover el uso de modelos y procedimientos de fabricación estándar; sin embargo, la estandarización no significa que estos mecanismos puedan fabricarse de modelos y tipos uniformes, porque las necesidades de servicio varían demasiado. Casi todo intercambiador requiere de cierto grado de diseño técnico especial, pero si las condiciones de servicio lo permiten, el empleo de intercambiadores construidos de acuerdo con líneas estándar economiza dinero. Por lo tanto, a menudo se pide al ingeniero encargado de instalar intercambiadores de calor en plantas de potencia y equipos de proceso, que seleccione la unidad cambiadora de calor adecuada para una ampliación en particular. La selección exige efectuar un análisis térmico, para determinar si una unidad estándar, de geometría y tamaños específicos puede satisfacer los requisitos de calentamiento o enfriamiento de un fluido dado a una velocidad especificada. En este tipo de análisis el costo inicial debe equilibrarse con factores tales como la vida útil del equipo, facilidad de limpieza y espacio que ocupa. También es importante cumplir las exigencias de códigos de seguridad, para la cual deben consultarse las normas respectivas.

ix

CAPÍTULO I

GENERALIDADES.

Un intercambiador de calor se puede describir como un equipo en el que dos corrientes de fluido a distintas temperaturas transitan sin mezclarse, con el objeto de suministrar o retirar calor de una de ellas, o ambas situaciones a la vez para hacer más eficiente un proceso, mediante los distintos mecanismos de transferencia de calor.

CAPÍTULO I. GENERALIDADES

1.1. Intercambiador de calor. En los sistemas mecánicos, químicos, nucleares y otros, ocurre que el calor debe ser transferido de un lugar a otro, o bien, de un fluido a otro. Los intercambiadores de calor son dispositivos que permiten realizar dicha tarea. Un entendimiento básico de los componentes mecánicos de los intercambiadores de calor es necesario para comprender como estos funcionan y operan para un adecuado diseño. Un intercambiador de calor es un componente que permite la transferencia de calor de un fluido (líquido o gas) a otro fluido. Entre las principales razones por las que se utilizan los intercambiadores de calor se encuentran las siguientes: 1. Calentar un fluido frío mediante un fluido con mayor temperatura. 2. Reducir la temperatura de un fluido mediante un fluido con menor temperatura. 3. Llevar al punto de ebullición a un fluido mediante un fluido con mayor temperatura. 4. Condensar un fluido en estado gaseoso por medio de un fluido frio. 5. Llevar al punto de ebullición a un fluido mientras se condensa un fluido gaseoso con mayor temperatura. Debe quedar claro que la función de los intercambiadores de calor es la transferencia de calor, donde los fluidos involucrados deben estar a temperaturas diferentes. Se debe tener en mente que el calor solo se transfiere en una sola dirección, del fluido con mayor temperatura hacia el fluido de menor temperatura. En los intercambiadores de calor los fluidos utilizados no están en contacto entre ellos, el calor es transferido del fluido con mayor temperatura hacia el de menor temperatura al encontrarse ambos fluidos en contacto térmico con las paredes metálicas que los separan. Algunas de las aplicaciones más comunes se encuentran en calentamiento, ventilación, sistemas de acondicionamiento de espacios, radiadores en máquinas de combustión interna, calderas, condensadores, y pre-calentadores o enfriamiento de fluidos.

11


1.2. Tipos de intercambiadores de calor según su construcción. Si bien los intercambiadores de calor se presentan en una inimaginable variedad de formas y tamaños, la construcción de los intercambiadores está incluida en alguna de las dos siguientes categorías: coraza y tubo o plato. Como en cualquier dispositivo mecánico, cada uno de estos presenta ventajas o desventajas en su aplicación.

1.2.1. Doble tubo. El tipo más simple de intercambiador de calor consta de dos tubos concéntricos de diámetros diferentes, llamado intercambiador de doble tubo. En un intercambiador de este tipo uno de los fluidos pasa por el tubo más pequeño, en tanto que el otro lo hace por el espacio anular entre los 2 tubos. En un intercambiador de calor de doble tubo son posibles dos tipos de disposición del flujo: en flujo paralelo los dos fluidos, el frio y el caliente, entran al intercambiador por el mismo extremo y se mueven en la misma dirección. Por otra parte, en el contraflujo los fluidos entran en el intercambiador por los extremos opuestos y fluyen en direcciones opuestas.

Fig. 1.1. Intercambiador de calor tipo dob le tubo.

Estos intercambiadores se utilizan cuando los requisitos de área de transferencia son pequeños.

12


1.2.2. Tubo y coraza. La construcción más básica y común de los intercambiadores de calor es el de tipo tubo y coraza que se muestra en la figura 1.2.

Fig. 1.2. Partes representativas de alguno s componentes de un intercambiador de tubo y coraza.

Este tipo de intercambiador consiste en un conjunto de tubos en un contenedor llamado carcaza. El flujo de fluido dentro de los tubos se le denomina comúnmente flujo interno y aquel que fluye en el interior del contenedor como fluido del casco o fluido externo. En los extremos de los tubos, el fluido interno es separado del fluido externo de la carcasa por la(s) placa(s) del tubo. Los tubos se sujetan o se sueldan a una placa para proporcionan un sello adecuado. En sistemas donde los dos fluidos presentan una gran diferencia entre sus presiones, el líquido con mayor presión se hace circular típicamente a través de los tubos y el líquido con una presión más baja se circula del lado de la carcasa. Esto es debido a los costos en materiales, los tubos del intercambiador de calor se pueden fabricar para soportar presiones más altas que la cáscara del cambiador con un costo mucho más 13


bajo. Las placas de soporte mostradas en Figura 1.2 también actúan como bafles para dirigir el flujo del líquido dentro del casco hacia adelante y hacia atrás a través de los tubos. Son los intercambiadores más ampliamente utilizados en la industria química y con las consideraciones de diseño mejor definidas. Consisten en una estructura de tubos pequeños colocados en el interior de un casco de mayor diámetro. Las consideraciones de diseño están estandarizadas por

la Asociación de Manufactureros de

Intercambiadores Tubulares (TEMA).

Parte delantera Tipos de cabeza estacionaria

A

Tipos de casco

E

Tipos de cabeza del extremo posterior

L Placa de cabeza fija tipo A

Casco de un paso

F

M

Canales y cubierta desmontable

Placa de cabeza fija tipo B

Casco de dos pasos con bafle longitudinal

B

G

N Placa de cabeza fija tipo N

Casco con división de flujo Tapa (con cu bierta integrada)

H

P Cabeza flotante Doble division de flujo

C

Haz de tubos removi bles Canal integral con tubo de hojas y tapa des montable

J

S

Salida con flujo dividido

Cabeza flotante con dispositivo de respaldo

14


Parte delantera Tipos de cabeza estacionaria

Tipos de casco

N

K

Tipos de cabeza del extremo posterior

T Cabeza flotante

Tipo caldera Canal integral con tubo de hojas y tapa desmontable

U Haz de tubo en U

D

X

W Flujo cruzado

Especial para cierre de alta presión

Placa de tubos flotante con sellado externo

Fig. 1.3. Nomenclatura de componentes para intercambiadores de calor, As ociación de manufactureros de intercambiadores tubulares (TEMA).

Un intercambiador de calor de casco y tubo conforme a TEMA se identifica con tres letras, el diámetro en pulgadas del casco y la longitud nominal de los tubos en pulgadas. La primera letra es la indicativa del tipo del cabezal estacionario. Los tipo A (Canal y cubierta desmontable) y B (Casquete) son los más comunes. La segunda letra es la indicativa del tipo de casco. La más común es la E (casco de un paso) la F de dos pasos es más complicada de mantener. Los tipos G, H y J se utilizan para reducir las pérdidas de presión en el casco. El tipo K es el tipo de re-hervidor de caldera utilizado en torre de fraccionamiento. La tercera letra indica el tipo de cabezal del extremo posterior, los de tipo S, T y U son los más utilizados. El tipo S (cabezal flotante con dispositivo de apoyo) el diámetro del cabezal es mayor que el del casco y hay que desmontarlo para sacarlo. El tipo T (Cabezal flotante sin contra-brida) puede sacarse sin desmontar, pero necesita mayor diámetro de casco para la misma superficie de 15


intercambio. El tipo U (haz de tubo en U) es el más económico, pero a la hora de mantenimiento necesita una gran variedad de tubos en stock. Para el propósito de establecer la terminología estándar, la figura 1.4 ilustra partes y conexiones típicas de intercambiadores de calor, solo para efectos ilustrativos, se enumeran para la identificación en la tabla 1.1. Tabla 1.1. Descripción de los componentes principales de los intercambiadores de casco y tubo. 1. Cabezal estacionario- canal

21. Cubierta del cabezal, exterior

2. Cabezal estacionario- casquete

22. Faldón de lámina de cierre tubular del flotador

3. Pestaña de cabezal estacionario, canal o casquete

23. Brida del prensa esto pas

4. Cubierta de canal

24. Empaque

5. Tobera de cabezal estacionario

25. Anillo seguidor del empaque

6. Lamina estacionaria de tubo

26. Anillo de cierre hidráulico

7. Tubos

27. Bielas y espaciadores

8. Casco

28. Desviadores transversales o placas de apoyo

9. Cubierta del casco

29. Desviador de choqu e

10. Brida del cas co, extremo del cabezal estacionario

30. Desviador longitudinal

11. Brida del cas co, extreme del cabezal pos terior

31. Separación de pas o

12. Tobera del cas co

32. Conexión de ventila

13. Brida de la cubierta del cas co

33. Conexión de drenaje

14. Junta de expansión

34. Conexión de instrumentos

15. Lamina de cierre de tubular del flotador

35. Albardilla de so porte

16. Cubierta del cabezal flotador

36. Talón elevador

18. Brida del cabezal flotador

37. Ménsu la de so porte

19. Disp os itivo de apoyo del cabezal flotador

38. Vertedero

20. Anillo de cizalla dividida

39. Conexión de nivel de líquido

21. Brida de apoyo dividida

16


Fig. 1.4. Partes y conexiones típicas de intercambiadores de calor.

1.2.3. Intercambiador tipo plato. El intercambiador de calor de tipo plato, como se muestra en la figura 1.5, consiste en placas en lugar de tubos para separar a los dos fluidos caliente y frío. Los líquidos calientes y fríos se alternan entre cada una de las placas y los bafles dirigen el flujo del líquido entre las placas. Ya que cada una de las placas tiene un área superficial muy grande, las placas proveen un área extremadamente grande de transferencia térmica a cada uno de los líquidos. Por lo tanto, un intercambiador de placa es capaz de transferir mucho más calor con respecto a un intercambiador de tubo y coraza con volumen semejante, esto es debido a que las placas proporcionan una mayor área que la de los tubos. El intercambiador de calor de plato, debido a la alta eficacia en la transferencia de calor, es mucho más pequeño que el de casco y tubo para la misma capacidad de intercambio de calor.

17


Fig. 1.5. Intercambiador d e calor de tipo plato .

Sin embargo, el tipo de intercambiadores de placa no se utiliza extensamente debido a la inhabilidad de sellar confiablemente las juntas entre cada una de las placas. Debido a este problema, el tipo intercambiador de placa se ha utilizado solamente para aplicaciones donde la presión es pequeña o no muy alta, por ejemplo en los refrigeradores de aceite para máquinas. Actualmente se cuentan importantes avances que han mejorado el diseño de las juntas y sellos, así como el diseño total del intercambiador de placa, esto ha permitido algunos usos a gran escala de este tipo de intercambiador de calor. Así, es más común que cuando se renuevan viejas instalaciones o se construyen nuevas instalaciones el intercambiador de la placa está substituyendo paulatinamente a los intercambiadores de casco y tubo.

1.3. Tipos de intercambiadores de calor según su operación. Ya que los intercambiadores de calor se presentan en muchas formas, tamaños, materiales de manufactura y modelos, estos son categorizados de acuerdo con características comunes. Una de las características comunes que se puede emplear es la dirección relativa que existe entre los dos flujos de fluido. Las tres categorías son: Flujo paralelo, Contraflujo y Flujo cruzado. 18


1.3.1. Intercambiador de flujo paralelo o co-corriente. Como se ilustra en la figura 1.6, existe un flujo paralelo cuando el flujo interno o de los tubos y el flujo externo o de la carcaza ambos fluyen en la misma dirección. En este caso, los dos fluidos entran al intercambiador por el mismo extremo y estos presentan una diferencia de temperatura significativa. Como el calor se transfiere del fluido con mayor temperatura hacia el fluido de menor temperatura, la temperatura de los fluidos se aproxima una a la otra, es decir que uno disminuye su temperatura y el otro la aumenta tratando de alcanzar el equilibrio térmico entre ellos. Debe quedar claro que el fluido con menor temperatura nunca alcanza la temperatura del fluido más caliente.

Fig. 1.6. Intercambiador de calor de flujo paralelo.

1.3.2. Intercambiador en contraflujo. Como se ilustra en la figura 1.7, se presenta un contraflujo cuando los dos fluidos fluyen en la misma dirección pero en sentido opuesto. Cada uno de los fluidos entra al intercambiador por diferentes extremos, ya que el fluido con menor temperatura sale en contraflujo del intercambiador de calor en el extremo donde entra el fluido con mayor temperatura, la temperatura del fluido más frío se aproximará a la temperatura del fluido de entrada. En contraste con el intercambiador de calor de flujo paralelo, el intercambiador de contraflujo puede presentar la temperatura más alta en el fluido frío y la más baja temperatura en el fluido caliente una vez realizada la transferencia de calor en el intercambiador. 19


Fig. 1.7. Intercambiador de Contraflujo.

1.3.3. Intercambiador de flujo cruzado. En la figura 1.8 se muestra como en el intercambiador de calor de flujo cruzado uno de los fluidos fluye de manera perpendicular al otro fluido, esto es, uno de los fluidos pasa a través de tubos mientras que el otro pasa alrededor de dichos tubos formando un ángulo de 90◦ Los intercambiadores de flujo cruzado son comúnmente usados donde uno de los fluidos presenta cambio de fase y por tanto se tiene un fluido pasado por el intercambiador en dos fases bifásico.

Fig. 1.8. Intercambiador de calor de flujo cruzado.

Un ejemplo típico de este tipo de intercambiador es en los sistemas de condensación de vapor, donde el vapor exhausto que sale de una turbina entra como flujo externo a la carcaza del condensador y el agua fría que fluye por los tubos absorbe el calor del vapor y éste se condensa y forma agua líquida. Se pueden condensar grandes volúmenes de vapor de agua al utilizar este tipo de intercambiador de calor. 20


En la actualidad, la mayoría de los intercambiadores de calor no son puramente de flujo paralelo, contraflujo, o flujo cruzado; estos son comúnmente una combinación de los dos o tres tipos de intercambiador. Desde luego, un intercambiador de calor real que incluye dos, o los tres tipos de intercambio descritos anteriormente, resulta muy complicado de analizar. La razón de incluir la combinación de varios tipos en uno solo, es maximizar la eficacia del intercambiador dentro de las restricciones propias del diseño, que son: tamaño, costo, peso, eficacia requerida, tipo de fluidos, temperaturas y presiones de operación, que permiten establecer la complejidad del intercambiador.

1.3.4. Intercambiadores de un solo paso y de múltiples pasos. Un método que combina las características de dos o más intercambiadores y permite mejorar el desempeño de un intercambiador de calor es tener que pasar los dos fluidos varias veces dentro de un intercambiador de paso simple. Cuando los fluidos del intercambiador intercambian calor más de una vez, se denomina intercambiador de múltiple pasos. Sí el fluido sólo intercambia calor en una sola vez, se denomina intercambiador de calor de paso simple o de un solo paso. En la figura 1.9 se muestra un ejemplo de estos intercambiadores. Comúnmente el intercambiador de múltiples pasos invierte el sentido del flujo en los tubos al utilizar dobleces en forma de "U" en los extremos, es decir, el doblez en forma de "U" permite al fluido fluir de regreso e incrementar el área de transferencia del intercambiador.

Fig. 1.9. Intercambiador de un solo paso e intercambiador de múltiples paso s.

Un segundo método para llevar a cabo múltiples pasos es insertar bafles o platos dentro del intercambiador. 21


1.3.5. Intercambiadores Regenerativos y No-regenerativos. Los intercambiadores de calor también pueden ser clasificados por su función en un sistema particular en: 1. Intercambiador regenerativo. 2. Intercambiador no-regenerativo. Un intercambiador regenerativo es aquel donde se utiliza el mismo fluido (el fluido caliente y el fluido frío es el mismo) como se muestra en lo figura 1.10. Esto es, el fluido caliente abandona el sistema cediendo su calor a un regenerador y posteriormente regresando al sistema. Los intercambiadores regenerativos son comúnmente utilizados en sistemas con temperaturas altas donde una porción del fluido del sistema se remueve del proceso principal y éste es posteriormente integrado al sistema. Ya que el fluido que es removido del proceso principal contiene energía (energía interna, mal llamado calor), el calor del fluido que abandona el sistema se usa para recalentar (regenerar) el fluido de regreso en lugar de expeler calor hacia un medio externo más frío lo que mejora la eficacia del intercambiador. El término "regenerativo/no-regenerativo" sólo se refiere a "cómo" funciona el intercambiador de calor en un sistema y no indica el tipo de intercambiador (casco y tubo, plato, flujo paralelo, contraflujo).

En un intercambiador no-regenerativo, como se muestra en la figura 1.10, el fluido con mayor temperatura es enfriado por un fluido de un sistema separado y la energía (calor) removida, no es regresada al sistema.

22


a)

b)

Fig. 1.10. a) Intercambiador regenerativo; b) Intercambiador no-regenerativo.

23

CAPÍTULO II

MARCO TEÓRICO.

24

CAPÍTULO II MARCO TEÓRICO

2.1. Transferencia de calor. La ciencia de la termodinámica trata de las transiciones cuantitativas y reacomodos de energía como calor en los cuerpos de materia. La ciencia de la transferencia de calor está relacionada con la razón de intercambio de calor entre cuerpos calientes y fríos llamados fuente y recibidor. Cuando se vaporiza una libra de agua o se condensa una libra de vapor, el cambio de energía en los dos procesos es idéntico. La velocidad a la que cualquiera de estos procesos puede hacerse progresar con una fuente o recibidor independiente es, sin embargo, inherentemente muy diferente. Generalmente, la vaporización es un fenómeno mucho más rápido que la condensación.

2.2. Teorías del calor. El estudio de la transferencia de calor se facilita grandemente mediante una cabal comprensión de la naturaleza del calor. Sin embargo, esta es una ventaja que no está fácilmente disponible para estudiantes de transferencia de calor o termodinámica, ya que se han descubierto muchas manifestaciones del calor, lo que ha impedido que una teoría simple las cubra a todas ellas. Las leyes que pueden aplicarse a transiciones de masa pueden ser inaplicables a transiciones moleculares o atómicas, y aquéllas que son aplicables a las bajas temperaturas pueden no serlo a las temperaturas altas. Para propósitos de ingeniería es necesario comenzar el estudio con información básica acerca de unos cuantos fenómenos. Las fases de una sustancia simple, sólida, líquida y gaseosa, están asociadas con su contenido de energía. En la fase sólida, las moléculas o átomos están muy cercanos, dando esto rigidez. En la fase líquida existe suficiente energía térmica para extender la distancia de las moléculas adyacentes, de manera que se pierde la rigidez. En la fase de gas, la presencia de energía térmica adicional resulta en una separación relativamente completa de los átomos o moléculas, de manera que pueden permanecer en cualquier lugar de un espacio cerrado. También se ha establecido que, dondequiera que ocurra un cambio de fase fuera de la región crítica, se involucra una gran cantidad de energía en esa transición. Para una misma sustancia en sus diferentes fases, sus varias propiedades térmicas tienen diferente orden de magnitud. Por ejemplo, el calor específico por unidad de masa es muy bajo para los sólidos, alto para los líquidos y, usualmente, de valores intermedios para los gases. Asimismo, en 25


cualquier cuerpo que absorba o pierda calor, deben guardarse especiales consideraciones respecto a si el cambio es de calor latente, o sensible, o de ambos. Más aún, se conoce también que una fuente caliente es capaz de grandes excitaciones subatómicas, a tal grado que emite energía sin ningún contacto directo con el recibidor, y éste es el principio fundamental de la radiación. Cada tipo de intercambio exhibe sus propias peculiaridades.

2.3. Mecanismos de la transferencia de calor. Hay tres formas diferentes en las que el calor puede pasar de la fuente al recibidor, aun cuando muchas de las aplicaciones en la ingeniería son combinaciones de dos o tres. Estas son, conducción, convección y radiación.

2.3.1. Conducción. La conducción es la transferencia de calor a través de un material fijo tal como la pared estacionaria mostrada en la Fig. 2.1.

Fig. 2.1. Flujo de calor a través de una pared .

La dirección del flujo de calor será a ángulos rectos a la pared, si las superficies de las paredes son isotérmicas y el cuerpo es homogéneo e isotrópico. Supóngase que una fuente de calor existe a la izquierda de la pared y que existe un recibidor de calor en la superficie derecha. Es conocido y después se confirmará por una derivación, que el flujo de calor por hora es proporcional al cambio 26


de temperatura a través de la pared y al área de la pared A. Si t es la temperatura en cualquier punto de la pared y x es el grueso de la pared en dirección del flujo de calor, la cantidad de flujo de calor



es dada por

El término

 t  t⁄ t⁄  t 

(1.1)

se llama gradiente de temperatura y tiene un signo negativo si se supuso una

temperatura mayor en la cara de la pared en dónde

y menor en la cara donde



. En otras

palabras, la cantidad instantánea de transferencia de calor es proporcional al área y a la diferencia de temperatura

que impulsa el calor a través de la pared de espesor



. La constante de

proporcionalidad es peculiar a la conducción de calor por conductividad y se le conoce por conductividad térmica. Esta conductividad se evalúa experimentalmente y está básicamente definida por la Ecuación 1.1. La conductividad térmica de los sólidos tiene un amplio rango de valores numéricos dependiendo de si el sólido es relativamente un buen conductor del calor, tal como un metal, o un mal conductor como el asbesto. Estos últimos sirven como aislantes. Aun cuando la conducción de calor se asocia usualmente con la transferencia de calor a través de los sólidos, también es aplicable a gases y líquidos, con sus limitaciones.

2.3.2. Convección. La convección es la transferencia de calor entre partes relativamente calientes y frías de un fluido por medio de mezcla. Supóngase que un recipiente con un líquido se coloca sobre una llama caliente. El líquido que se encuentra en el fondo del recipiente se calienta y se vuelve menos denso que antes, debido a su expansión térmica. El líquido adyacente al fondo también es menos denso que la porción superior fría y asciende a través de ella, transmitiendo su calor por medio de mezcla conforme asciende. La transferencia de calor del líquido caliente del fondo del recipiente al resto, es convección natural o convección libre. Si se produce cualquiera otra agitación, tal como la provocada por un agitador, el proceso es de convección forzada. Este tipo de transferencia de calor puede ser descrito en una ecuación que imita la forma de la ecuación de conducción y es dada por

 t

(1.2)

27




La constante de proporcionalidad es un término sobre el cual tiene influencia la naturaleza del fluido y la forma de agitación, y debe ser evaluado experimentalmente. Se llama coeficiente de

 t

transferencia de calor. Cuando la Ecuación 1.2 se escribe en su forma integrada, conoce como la ley del enfriamiento de Newton.

se le

2.3.3. Radiación. La radiación involucra la transferencia de energía radiante desde una fuente a un recibidor. Cuando la radiación se emite desde una fuente a un recibidor, parte de la energía se absorbe por el recibidor y parte es reflejada por él. Basándose en la segunda ley de la termodinámica, Boltzmann estableció que la velocidad a la cual una fuente da calor es

 T

(1.3)

 

Esto se conoce como la ley de la cuarta potencia, T es la temperatura absoluta. es una constante



dimensional, pero es un factor peculiar a la radiación y se llama emisividad. La emisividad, igual que la conductividad térmica determinarse experimentalmente.



o el coeficiente de transferencia de calor

, debe también

2.4. Procesos de transferencia de calor. Se ha descrito a la transferencia de calor como el estudio de las velocidades a las cuales el calor se intercambia entre fuentes de calor y recibidores, tratados usualmente de manera independiente. Los procesos de transferencia de calor se relacionan con las razones de intercambio térmico, tales como los que ocurren en equipo de transferencia de calor, tanto en ingeniería mecánica como en los procesos químicos. Este enfoque realza la importancia de las diferencias de temperatura entre la fuente y el recibidor, lo que es, después de todo, el potencial por el cual la transferencia de calor se lleva a efecto. Un problema típico de procesos de transferencia de calor involucra las cantidades de calor que deben transferirse, las razones a las cuales pueden transferirse debido a la naturaleza de los cuerpos, la diferencia de potencial, la extensión y arreglo de las superficies que separan la fuente y el recibidor, y la cantidad de energía mecánica que debe disiparse para facilitar la transferencia de calor. Puesto que la transferencia de calor considera un intercambio en un sistema, la pérdida de

28


calor por un cuerpo deberá ser igual al calor absorbido por otro dentro de los confines del mismo sistema. Muchas de las ilustraciones de los siguientes capítulos, se refieren a líquidos derivados del petróleo. Esto es completamente razonable, puesto que la refinación del petróleo es una industria de primordial importancia, los productos de petróleo son combustibles importantes para la industria de generación de energía, y los derivados de petróleo son el punto de partida para muchas síntesis en la industria química. El petróleo es una mezcla de gran variedad de compuestos químicos. Algunos se pueden aislar fácilmente y los nombres de los hidrocarburos presentes en el petróleo, se pueden identificar en el Apéndice. -Muy frecuentemente no hay necesidad de obtener compuestos puros, puesto que el uso último de una mezcla de compuestos similares tendrá el mismo resultado que el uso de compuestos puros. Así, los aceites lubricantes son una mezcla de compuestos de alto peso molecular, todos ellos apropiados como lubricantes. Similarmente, la gasolina, que en última instancia se quema, estará compuesta de cierto número de compuestos volátiles combustibles. Todos estos productos de petróleo que son comunes en él, estaban presentes en el aceite crudo cuando se extrajo de la tierra o se formaron por reacciones subsecuentes y se separaron por destilación. Cuando se habla de ellos en un proceso o se venden como mezclas, estos productos se llaman fracciones o corte. A éstos se les dan nombres comunes o se denotan por una operación de la refinería por la cual se producen, y su gravedad específica se define por una escala establecida por el American Petroleum Institute, y se les llama ya sea grados API o °API. Los °API se relacionan con la gravedad especifica por:

   t ⁄ 

(1.4)

Debido a que las fracciones de petróleo son mezclas de compuestos, no hierven isotérmicamente como sucede con los líquidos puros, sino que tienen rangos de ebullición característicos. A presión atmosférica, la temperatura menor a la que empieza la ebullición del líquido, se llama punto de ebullición inicial (PEI, °F). En seguida se da una lista de las fracciones más comunes del petróleo derivadas del aceite crudo:

29


Tabla 2.1. Productos derivados del petróleo. Fracciones del aceite crudo

Aprox. °API

Aprox. PEI, °F

Productos ligeros y gases

114

Gasolina

75

200

Nafta

60

300

Keroseno

45

350

40

450

Straw oil

40

500

Destilado

35

550

Gasoil

28

600

Aceit e para absorción

18-30

Aceit e lubricante Parafina

2535

Fuel oil

500

Asfalto

Un método para definir el carácter químico del petróleo y correlacionar las propiedades de las mezclas, fue introducido por Watson, Nelson y Murphy. Ellos observaron que, cuando un aceite crudo de característica de destilación uniforme se destila en cortes muy próximos, la razón de la raíz cúbica del promedio de los puntos de ebullición absolutos a las gravedades específicas, es una constante.

Donde

1  T    

T

(1.5)

k= Factor de caracterización. = Punto de ebullición promedio, ° R. s= Gravedad específica a .

⁄

30

CAPÍTULO III.

DISEÑO DEL INTERCAMBIADOR DE DOBLE TUBO Los intercambiadores de doble tubo tienen una gran aplicación dentro de los procesos industriales los cuales requieren de superficies de transferencia de calor pequeña (no más de 200 ). Además que su construcción se puede realizar con piezas estándar según sea la necesidad.

2

31

CAPÍTULO III DISEÑO DEL INTERCAMBIA DOR DE CALOR

El intercambiador de doble tubo está constituido por dos tubos concéntricos, en el cual un fluido circula por el tubo interior y el otro por el ánulo que queda entre ambos tubos, la transferencia se realiza a través de la pared del tubo interior.

Fig. 3.1. Á reas de flujo en un intercambiador de calor tipo dob le tubo.

3.1. Principales componentes de un intercambiador de calor tipo doble tubo. Los intercambiadores son aparatos que recuperan calor entre dos corrientes de fluido en un proceso, la imagen industrial de este aparato es el intercambiador de doble tubo, que se muestra en la figura 3.2.

Fig. 3.2. Intercambiador de calor de doble tubo. 1-Codo. 2, 3, 5, 6-Prens a es top a. 4-Cabezal de retorno. 7-“T” .

Las principales partes que lo componen (figura 2.2) son: dos juegos de tubos concéntricos, dos “tes” conectoras (7), un cabezal de retorno (4) y un codo en “U” (1). Donde la tubería interior se soporta

en la exterior mediante estoperos y el fluido entra al tubo interior a través de una conexión roscada localizada en la parte externa del intercambiador. Las “tes” tienen boquillas o conexiones roscadas

que permiten la entrada y salida del fluido del anulo que cruza de una sección a otra a través del

32


cabezal de retorno. La tubería interior se conecta mediante una conexión en U que está generalmente expuesta y que no proporciona superficie de transferencia de calor. Cuando se arregla en dos pasos, como en la figura 3.2 la unidad se llama horquilla. Los intercambiadores de doble tubo están constituidos por varias horquillas interconectadas (figura 3.3) para obtener el área de transferencia deseada o requerida según el cálculo de su diseño.

Fig. 3.3. Intercambiador en serie (unión de dos o más horquillas .

El intercambiador de doble tubo es extremadamente útil, ya que se puede ensamblar en cualquier taller de plomería a partir de partes estándar, proporcionando superficies de transferencia de calor a bajo costo. Los tamaños estándares de tes y cabezales de retorno, se dan en la tabla 3.1. Tabla 3.1. Conexiones para intercambiadores de doble tubo. Tubo exterior (pulg) Tubo interior (pulg) 2

1 1/4

2 1/2

1 1/4

3

2

4

3

Los intercambiadores de doble tubo generalmente se ensamblan en longitudes efectivas de 12, 15 o 20 pies, la longitud efectiva es la distancia en cada rama sobre la que ocurre transferencia de calor y excluye la prolongación del tubo interior después de la sección del intercambio. Cuando las horquillas se emplean en longitudes mayores de 20 pies, correspondientes a 40 pies lineales efectivos o más de doble tubo, el tubo interior se vence tocando el tubo exterior, por lo que hay una mala distribución en el ánulo. La principal desventaja en el uso de los intercambiadores de doble 33


tubo es la pequeña superficie de transferencia de calor contenida en una horquilla simple. Cuando se usa con equipo de destilación en un proceso industrial, se requiere gran número de ellos. El tiempo y gastos requeridos para desmantelarlos y hacerles limpieza periódica son prohibitivos comparados con otro tipo de equipos. Sin embargo, los intercambiadores de doble tubo encuentran su mayor uso en donde la superficie total de transferencia requerida es pequeña, 100 a 200 pies² o menos.

3.2. Transferencia de calor en un intercambiador. La transferencia de calor suele estar ligada a la convección en cada fluido y la conducción a través de la pared que los separa. Para su análisis de los intercambiadores de calor resulta conveniente trabajar con un coeficiente total de transferencia de calor todos estos efectos sobre dicha transferencia.



que toma en cuenta la contribución de

La transferencia de energía por convección es un fenómeno complicado en donde participan un gran número de efectos, no hay suficiente información para permitir la formulación, ya sea de las ecuaciones diferenciales que lo gobiernan, o de una noción clara y completa del fenómeno al cual se le puedan aplicar leyes fundamentales.

El análisis debe ser experimental y la correlación de las

observaciones será un acercamiento empírico a la ecuación que describa correctamente el proceso. Una herramienta que es utilizada en fenómenos tan complicados es el análisis

adimensional, esta

metodología permite obtener una relación entre un conjunto de ciertos números adimensionales, que de alguna forma, incluyen toda la información necesaria para describir el fenómeno con un cierto rigor. Cada número adimensional es una medida del comportamiento del sistema en cierto aspecto, por ejemplo el número adimensional conocido como número de Reynolds es una

medida de la

importancia de las fuerzas inerciales frente a las viscosas en un fluido en condiciones dadas. A través de correlaciones, cuya forma matemática es obtenida a través del análisis dimensional, y sus factores y exponentes a través de la determinación experimental, se puede describir un fenómeno como la convección, de estas expresiones participan los números adimensionales, que como se dijo introducen la información que describe la situación.

34


3.2.1. Número de Nusselt (Nu). Expresa la relación entre la transferencia de energía por convección y la transferencia que habría únicamente por conducción bajo una situación dada en un fluido:

    tt    

(3.1)

Es decir, un número de Nusselt alto significa que en la situación en análisis es predominante la transferencia por convección. En el caso de Nu muy bajos la transferencia por conducción cobra importancia, es el caso concreto de los metales líquidos. Dos fluidos con diversas características pero que tienen igual Nu presentan similar comportamiento en cuanto a las importancias relativas de la transferencia por convección y por conducción.

3.2.2. Número de Reynolds (Re). Expresa la relación entre el valor de las fuerzas inerciales y las fuerzas viscosas en un dado fluido en movimiento. Esta relación determina el tipo de escurrimiento (laminar o turbulento).

 

(3.2)

Altos valores de Re implican un escurrimiento turbulento. Las velocidades individuales de

las

partículas tienen direcciones diversas, no coincidentes con la del escurrimiento, generando un mezclado. Para bajo valores de Re el escurrimiento es laminar.

3.2.3. Número de Prandtl (Pr). Es la razón de dos propiedades de transporte molecular, la viscosidad cinemática que afecta la distribución molecular y la difusividad térmica que afecta el perfil de la temperatura. En otras palabras es un número que relaciona la distribución de temperatura y la velocidad.

 

(3.3)

35


3.3. Coeficiente global de transferencia de calor. Este coeficiente se define en términos de la resistencia térmica total para la transferencia de calor entre dos fluidos. Durante la operación normal de un intercambiador de calor, a menudo las superficies están sometidas a la obstrucción por impurezas, formación de moho, u otras reacciones entre el fluido y el material de la pared. Esta deposición forma una película o incrustación sobre la superficie y puede aumentar en gran medida la resistencia a la transferencia de calor entre los fluidos. Este efecto se puede tratar mediante la introducción de una resistencia térmica adicional, denominada factor de impureza (o factor de ensuciamiento). Su valor depende de la temperatura de operación, velocidad del fluido, y tiempo del servicio del intercambiador de calor. Para los intercambiadores de calor tubulares, sin aletas, se tiene la siguiente ecuación:

                   

(3.4) (3.5)

   

Donde los subíndices i y o se refieren a las superficies interna y externa del tubo (



) que se pueden exponer al fluido caliente o al frío.

,

El coeficiente global de transferencia de calor se puede determinar a partir del conocimiento de los coeficientes de convección de los fluidos caliente y frio, de los factores de impureza y de los parámetros geométricos apropiados, pudiéndose estimar de las correlaciones del flujo interno para un cilindro.

3.4. Condiciones de flujo. Considerando flujo laminar en un tubo circular de radio



donde el fluido entra al tubo con

velocidad uniforme. Sabemos que cuando el fluido hace contacto con la superficie, los efectos viscosos se vuelven importantes y se produce una capa limite al aumentar x (su distancia). Este desarrollo ocurre a expensas de una región de flujo no viscoso que se contrae y concluye con la unión de la capa limite en la línea central. Después de esta unión, los efectos viscosos se extienden sobre toda la sección transversal y el perfil de velocidad ya no cambia al aumentar x. Entonces se 36


dice que el flujo está completamente desarrollado. Como se muestra en la imagen el perfil de velocidad completamente desarrollado es parabólico para el flujo laminar en un tubo circular. En el caso de flujo turbulento, el perfil es más plano debido a la mezcla turbulenta en la dirección radial.

Fig. 3.4. Desarrollo de la capa limite [4].

Cuando se trata con flujos internos, es importante conocer la extensión de la región de entrada, que depende de si el flujo es laminar o turbulento. Lo cual el número de Reynolds para el flujo en un tubo circular se tiene como:

donde



 

(3.6)

es la velocidad media del fluido sobre la sección transversal del tubo y D es el diámetro

del tubo. En un flujo completamente desarrollado, el número de Reynolds crítico que corresponde al inicio de turbulencia es



3.5. Velocidad media.

Como la velocidad varía sobre la sección transversal y no hay un flujo libre bien definido, es necesario trabajar con una velocidad media cuando se trata con flujos internos. Esta velocidad se



define de tal manera que cuando se multiplica por la densidad del fluido y por el área de la sección transversal del tubo proporciona el flujo de masa a través del tubo.

̇   

(3.7)

37


Para el análisis de condiciones de flujo turbulento se tiene una expresión para calcular el número de Nusselt local para un flujo turbulento completamente desarrollado (hidrodinámica y térmicamente) en un tubo circular a partir de la analogía de Chilton-Colburn la cual relaciona parámetros clave como capaz límites de velocidad o hidrodinámica, térmica y de concentración donde se tiene:

Donde:

 t 2    t   t  tt       t  t 2   2 1

(3.8)

Al sustituir en la ecuación anterior la analogía queda de la siguiente forma. (3.9)

Y sustituyendo para el factor de fricción la ecuación queda de la siguiente forma: (3.10)

Aunque esta ecuación sólo es aplicable para diferencias de temperaturas pequeñas a moderadas, con todas las propiedades evaluadas en T. Para flujos que se caracterizan por variaciones grandes de las propiedades, se utiliza la siguiente ecuación:

11      

Donde todas las propiedades excepto

(3.11)

se evalúan en T.

38


3.6. Diferencia de temperatura media logarítmica. Para diseñar o predecir el rendimiento de un intercambiador de calor, es esencial relacionar la transferencia total de calor con cantidades tales como las temperaturas de entrada y salida del fluido, el coeficiente global de transferencia de calor, y el área superficial total para transferencia de calor. Estas relaciones se pueden obtener fácilmente al aplicar balances globales de energía a los fluidos caliente y frío.



Fig. 3.5. Balance global de energía para los fluidos caliente y frio de un intercambiador de calor [4].

Si es la transferencia total de calor entre los fluidos caliente y frío y hay transferencia de calor insignificante entre el intercambiador de calor y sus alrededores, así como cambios de energía potencial y cinética despreciables por la aplicación de un balance se obtiene:

 ̇   ̇ 

Y

Donde:

(3.12)

(3.13)

I= entalpia del fluido Los subíndices h y c se refieren a los fluidos caliente y frío, en tanto que i y o designan las condiciones de entrada y salida del fluido. Si los fluidos no experimentan un cambio de fase y se suponen calores específicos constantes, las expresiones se reducen a:

Y

 ̇T T  ̇T T

(3.14)

(3.15)

39


Donde las temperaturas que se tienen en las ecuaciones se refieren a las temperaturas medias del fluido en las posiciones que se señalan. Estas últimas dos ecuaciones son independientes del arreglo del flujo y del tipo de intercambiador de calor. Se puede obtener otra expresión útil al relacionar la transferencia de calor total q con la diferencia de temperaturas

T

entre los fluidos caliente y frío donde:

TT T

(3.16)

Con el uso del coeficiente global de transferencia de calor U en lugar del coeficiente de convección h. Pero como

T

varía con la posición en el intercambiador de calor es necesario trabajar con una

ecuación de flujo de la forma

Donde

T

T

(3.17)

es una diferencia de temperatura media. Esta ecuación se puede usar con las ecuaciones

(2.14 y 2.15) para llevar a cabo el análisis de intercambiador de calor. Pero antes de realizar dicho análisis se debe establecer la forma específica de la cada caso.

T

dependiendo del tipo de flujo a utilizar en

3.6.1. Intercambiador de calor de flujo paralelo. La distribución de temperaturas caliente y fría asociadas con un intercambiador de calor de flujo paralelo se muestra en la figura 2.6. La diferencia de temperaturas

T

es grande al principio pero

decae rápidamente al aumentar x, y se aproxima a cero de forma asintótica. Cabe señalar que, para tal intercambiador, la temperatura de salida del fluido frío nunca excede la del fluido caliente. En la figura los subíndices 1 y 2 designan los extremos opuestos del intercambiador de calor. Para un flujo paralelo se tiene que:

La forma de

T T1  T T2  T T1  T T2 T 

(3.18)

se determina mediante un balance de energía para elementos diferenciales en los

fluidos caliente y frio. Cada elemento es de longitud



y area superficial de transferencia de calor

como se muestra en la figura. Los balances de energía y el análisis subsecuente están sujetos a

las siguientes suposiciones.

40


1. El intercambiador de calor está aislado de sus alrededores, en cuyo caso el único intercambio de calor es entre los fluidos caliente y frío. 2. La conducción axial a lo largo de los tubos es insigni ficante. 3. Los cambios de energía potencial y cinética son despreciables. 4. Los calores específicos del fluido son constantes. 5. El coeficiente global de transferencia de calor es constante.

Fig. 3.6. Distribución de temperatu ra en flujo paralelo [4].

Los calores específicos pueden cambiar, como resultado de variaciones de temperatura, y el coeficiente global de transferencia de calor también podría modificarse debido a variaciones en las propiedades del fluido y condiciones de flujo. Sin embargo para esta aplicación la variación no es significativa. Al aplicar un balance de energía a cada uno de los elementos diferenciales de la figura se obtiene que:

Y

  ̇ T T  ̇ T  T

(3.19)

(3.20) 41

Donde

  y


son las capacitancias térmicas de los flujos caliente y frío. Estas expresiones se

pueden integrar a lo largo del intercambiador de calor para obtener los balances globales de energía dados por las ecuaciones (3.14 y 3.15). La transferencia de calor a través del área superficial también puede expresarse como

 T 



(3.21)

Para determinar la forma integrada de la ecuación comenzamos por sustituir las ecuaciones en la forma diferencial de la ecuación.

T T T T    

Para obtener:

Al sustituir para obtiene.



(3.22)

(3.23)

de la ecuación (2.21), e integrar a lo largo del intercambiador de calor se

2 T   2 ∫1 T    ∫1  TT21    TT21T T   T T    [T TT T]

(3.24)

(3.25)

Al reconocer que para el intercambiador de calor de flujo paralelo de la figura 2.7, y

T2 TT

se obtiene entonces.

 T2TTT211

(3.26) (3.27)

T1 T T (3.28)

42


Al comparar la expresión con la ecuación se concluye que la diferencia de temperaturas promedio apropiada es una diferencia de temperaturas media logarítmica la manera:

Donde se conoce que

T T  T2TTT211 TT21TT21TT21 TT TT

T

por lo que se puede escribir de (3.29)

(3.30)

Recordando que para el intercambiador de flujo paralelo las temperaturas a utilizar vienen dadas de la siguiente manera

(3.31)

3.6.2. Intercambiador de calor en contraflujo.

Las distribuciones de temperatura de los fluidos caliente y frío asociadas con un intercambiador de calor en contraflujo se muestran en la fig. 3.7 . En contraste con el intercambiador de flujo paralelo, esta configuración mantiene transferencia de calor entre las partes más calientes de los dos fluidos en un extremo, así como entre las partes más frías en el otro.

Fig. 3.7. Distribución de temperatura en contraflujo [4].

43


Por esta razón el cambio en la diferencia de temperaturas

TT T



con respecto a no es tan

grande en ningún lugar como lo es para la región de entrada del intercambiador en flujo paralelo. Las ecuaciones se aplican a cualquier tipo de intercambiador de calor y por tanto se pueden usar para el arreglo en contraflujo por lo cual el análisis anterior es igualmente utilizable lo que

T TT12 TT12 TT12 TTTT

demuestra que la ecuación de

también se aplica en este caso. Sin embargo para el

intercambiador en contraflujo las diferencias de temperaturas en los puntos de los extremos cambian de la siguiente manera:

(3.32)

44

CAPÍTULO IV |

MEMORIA DE CÁLCULO.

El cálculo del intercambiador de calor se divide en térmico el cual nos generara el coeficiente total de transferencia de calor así como el área requerida, el cálculo hidráulico el cual debe cumplir con una caída de presión solicitada y el cálculo mecánico que nos proporciona proporciona si el tubo tubo a uti utilizar soportara soportara las presiones presiones manejadas anejadas por los los fluido uidos. s.

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. México es un país en el cual la industria ha ido creciendo en los últimos años, por lo cual las necesidades han cambiado y con ello la manera de satisfacerlas, aunque para cubrir algunas de ellas es necesario importar equipos de otros países generando un mayor costo a causa de impuestos, traslado, seguros, instalac nstalaciió n, regalí regalías, entre otros, otros , a comparación de que si se fabricaran fabricaran en el país. La importancia de la fabricación de intercambiadores de calor en México radica en la necesidad que se presenta dentro de la industria química, petrolera y en aquellas en las cuales se lleve a cabo la transferencia de calor, teniendo su mayor aplicación al calentar, enfriar o recuperar calor entre dos flui fluido doss de un un mismo mismo proce pro ceso, so,

dichas aplica aplicaciones ciones tienen como ob objetivo jetivo hacer hace r más eficientes eficientes los

procesos en donde se van a apli aplicar al ig igual que generar generar un ahorro ahorro económ económiico para la indu industri stria. a.

4.1. Criterios de diseño. Para demostrar que los intercambiadores de calor fabricados en México serán más económicos que los importados y de una excelente calidad se realizaran los cálculos térmicos, hidráulicos y mecánicos con forme a los estándares más reconocidos en esta área. Basándose en las variables que se pueden obtener al anali analizar el proceso proc eso en el cual se im implementara plementa ra el intercambiador ntercambiado r de calor. Las princi principa palles variables variables que se deb deben en obtener para p ara realizar realizar el diseño diseño son: 

Fluido caliente: Temperatura de entrada, Temperatura de salida, Calor específico del fluido, viscosidad cinemática, constante de conductividad térmica, gravedad especifica



Fluido frio: Temperatura de entrada, Temperatura de salida, Calor especifico del fluido, viscosidad cinemática, constante de conductividad térmica, gravedad especifica.



El flujo flujo másico másico de algun algunoo de los flui fluido dos. s.



Caída de presión permiti permitida da en las las corrien co rrientes tes según se requi req uiera era en e n el proceso proc eso a implementar, plementar, o en su defecto pueden puede n ser se r datos requeri req ueridos dos directamente directamente por el cliente. cliente.



Factor de obstrucción mínimo deseado según los fluidos que se manejen en el intercambiador de calor, o en su defecto pueden ser datos requeridos directamente por el cliente.



El diámetro y largo de tubos se debe proponer según sean los requerimientos del lugar en el que se instalara adaptándose a las necesidades del cliente sin que esto intervenga con los requerimientos solicitados. 46

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO.

De un proceso de refinación se obtiene 18000



de gasolina ligera la cual se requiere enfriar de

una una temperatura temperatura de 150 a 130°F calent calentando ando keroseno de 70 a 100°F para así aprovechar el calor calor que ya no se necesita en el primer fluido mencionado, por ser los dos fluidos fracciones de petróleo los requerimientos para el intercambiador de calor se obtendrán de tablas y normas ya estandarizadas.

4.2. Cálculo Cálculo Térmico. Térmico. 1. Se realiza el cálculo de



(diferencia de temperatura media logarítmica) para con ello

seleccionar el tipo de arreglo necesario a utilizar para el intercambiador de calor tipo doble tubo. Fluido caliente: Gasolina 56 °API.

Fluido frio: Keroseno 42 °API.

12  

21 

a) Flujo Flujo a contracorriente contraco rriente 200

F ° a r u100 t a r e p 0 m e T

b)Fl b)F lujo paral para lelo 200

Gasolina Keroseno 1

2

3

4

Distancia Distancia recorrida en el IC DT "X"

F ° a r u100 t a r e p 0 m e T

Gasolina Keroseno 1

2

3

4

Distancia Distancia recorrida en el IC DT "X"

  221 1   221 1  211221  21  12  12                                                    

Para las mismas temperaturas de proceso, a flujo paralelo la temperatura media logarítmica es menor 47

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. que en flujo a contracorriente, por lo cual se selecciona el arreglo a contracorriente ya que en flujo paralelo demandaría una mayor área de transferencia de calor. Existen ciertas condiciones para poder emplear el medio aritmético de las temperaturas

2

en lugar de las temperaturas calóricas

estas son:

  ,

1 2 1 ,

y

,

para evaluar las propiedades físicas de los fluidos y

1. La viscosidad en los extremos fríos de cada fluido debe ser menor que 1cp. 2. Si el rango de temperatura no excede de 50 a 100 °F. 3. Si la diferencia de fluido no viscoso

temperaturas de la aproximación es menor de 50°F, por lo cual para

1

puede tomarse como 1.

Si no cumple 1 de las limitaciones antes mencionadas será necesario evaluar los fluidos utilizando la temperatura calórica de cada fluido. Fluido caliente: Gasolina 56 °API.


12   1   2  2  1                                  12 1 2    12 2 1    

2. Se obtiene las propiedades de los fluidos evaluados con la temperatura del lado frio en cada uno de ellos para corroborar que las condiciones se cumplan. Ver ANEXO A [1]

Ver ANEXO A [1]

*No cumple limitación de viscosidad expuesto en el punto 1. Rangos

Rangos

*Cumple límites de rango R= de 50 a 100°F expuesto en el punto 2.

Diferencias de temperaturas.

Diferencias de temperaturas.

48

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. 200

200

F ° a 150 r u t a 100 r e p 50 m e T 0

Gasolina Keroseno 1

2

3

F ° a 150 r u t a 100 r e p 50 m e T 0

4

Gasolina Keroseno 1

Distancia recorrida en el IC DT "X"

2

3

4

Distancia recorrida en el IC DT "X"

 211221  21 12 12          

*No cumple límite de diferencia de temperaturas en los dos arreglos posibles ∆t ≤ 50 °F expuesto en el punto3. Por lo cual, al no haber cumplido una condición es necesario obtener la temperatura calórica de los fluidos para evaluar sus propiedades. 3. Obtención de la temperatura calórica.

Donde

 2 1 2      1 2 1          21 12     ||             es el factor de corrección de la temperatura calórica.

Para la obtención de

es necesario conocer las diferencias de temperatura del lado caliente y del

lado frio y con ello obtener

que representa la temperatura promedio del fluido. Después de ello es

necesario entrar a la tabla del anexo L.

Ver ANEXO L [1]

Sustituyendo el factor de corrección en la siguiente ecuación se obtiene la temperatura calórica de ambos fluidos.

49


   2 1 2  1  2 1                4. Lectura de propiedades evaluadas con las temperaturas calóricas obtenidas. Ver ANEXO B [1]

                                     1 2           Ver ANEXO C [1]

Ver ANEXO D [1]

Ver ANEXO E [1]

Ver ANEXO B [1]

                            2 1 Ver ANEXO C [1]

Ver ANEXO D [1]

Ver ANEXO E [1]

Se realiza el balance de materia y energía del sistema para la obtención del calor del sistema y el flujo másico del keroseno.

  21            

5. Los diámetros de tubería para este tipo de intercambiadores de calor son propuestos según las principales áreas de flujo utilizados y los arreglos más comunes se dan a conocer en el anexo M

50

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. [1] (únicamente para intercambiadores de calor de doble tubo). Del anexo M [1] se seleccionó el arreglo de 2” x 1 ¼” de tubería comercial, obteniéndose las siguientes áreas de flujo, con lo cual se evaluara el área de transferencia de calor necesaria. El arreglo deberá cumplir con las condiciones para la caída de presión y dado el caso de que no cumpla dichas condiciones se seleccionará otro arreglo. Tubo comercial 1 1/4" ced 40

Tubo comercial 2" ced 40

Con el área obtenida y la masa manejada del

Con el área obtenida y la masa manejada del

fluido se procede a calcular el flujo másico.

fluido se procede a calcular el flujo másico.

El flujo mayor se arreglará en el tubo interno.

El flujo menor se arreglará en el ánulo.

En este apartado no se requiere del cálculo del

Se obtendrá un diámetro equivalente el cual es

diámetro puesto que para la obtención del número

requerido para el cálculo del número de Re

de Re se emplea el diámetro interno de la tubería

puesto que el fluido correrá en el ánulo.

           2   2 2 2 2 2  2 2      2  2    2  2 2  2  2  2  2  2                  2  2    2  2 de menor diámetro.

2 2     2  2 2          51

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. Se calcula en número de Reynolds para obtener el

Se calcula en número de Reynolds para obtener

tipo de flujo que se tiene en la corriente interna.

el tipo de flujo que se tiene en la corriente

              2  

anular.

               2 

utilización de los números adimensionales para el

la utilización de los números adimensionales

fluido caliente: Gasolina 56°API.

para el fluido frio: Keroseno 56°API.

Cálculo del coeficiente de convección mediante la Cálculo del coeficiente de convección mediante

        1   1                                         1  1                                 2     2           2     2  6. Corrección por viscosidad, esta se realiza cuando no cumple con la condicion de que la viscocidad en la terminal fria debe ser menor o igual a 1 cp.

52

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. Se obtiene la temperatura de la pared exterior del tubo.

                 2 2      Con la temperatura de pared se evalua la viscosidad de cada fluido para obtener el factor de correccion por vicocidad y asi obtener el factor de conveccion real en cada corriente.

    1 1         2       2        2      2 

Fluido caliente: Gasolina 56 °API.

Ver ANEXO F [1]

     1 1           2      2 


Ver ANEXO F [1]

7. Se realizará el cálculo del coeficiente total de transferencia de calor limpio con los factores de convección corregidos. 53


   2        2          2     2         2   2         2           2      2              2    2   2              2        

8. Se obtendrá el cálculo del coeficiente de transferencia de calor sucio.

9. Se calculará el área de transferencia necesaria para que el intercambiador transfiera el calor requerido en el sistema, de la cual se obtrendrá la longitud requerida.

10. Se realizará el cálculo del número de horquillas requeridas tomando en cuenta que las longitudes recomendadas por algunos fabricantes son de 12, 15 y 20 pies. En este caso se empleo una longitud de tuberia de 20 pies para la transferencia de calor.

                      

54


  

11. Se recalcula el área de transferencia de calor utilizando la longitud total de las dos horquillas, es decir, 80 pies y con ello obtener el coeficiente total real sucio de transferencia de calor.

   2   2   2       2           ∑      2     2         2 2            2 2   2 2                 

12. Finalmente se obtiene el coeficiente de ensuciamento real con el coeficiente total de transferencia de calor sucio y limpio.

13. Finalmente se puede observar que el coeficiente de ensuciamiento obtenido es mayor que el requerido, garantizando que no se vera afectada la transferencia de calor a corto plazo.

55


Nota: El cálculo térmico cumple con las especificaciones requeridas pues el coeficiente de ensuciamiento es mayor al solicitado. Tabla 4.1.Tabulación de los resultados representativos del cálculo térmico.

Sistema Inglés

1 2 1 2                  ∑ 

 130  70  100  190800 ⁄ 18000 ⁄ 13250 ⁄ 1.49571  2 1.19136  2 1732953.63 ⁄ 2  1601528.56 ⁄ 2  629.015 ⁄ 2  323.5584 ⁄ 2  523.0408 ⁄ 2  199.8989 ⁄ 2  133.2884 ⁄ 2  26.099  2 60.0547  80  100.058 ⁄ 2  2 0.005  ⁄ 2 0.0025  ⁄ 150

Sistema Internacional 65.556 54.444 21.111 37.778 55871.157 8164.663 6010.099 0.0009650 0.0007686 8461034.071 7819359.846 3566.515 1834.576 2965.641 1133.427 755.745 0.24246764 18.305 24.384 567.873 0.000880989 0.000440494

     ⁄ ⁄ 2 2 2 ⁄2 ⁄  ⁄2 ⁄2 ⁄22 ⁄  ⁄2 2   ⁄2 2⁄ 2⁄

56


4.3. Cálculo hidráulico. 1. En este apartado se evalúa el proyecto hidráulicamente para verificar que cumpla con los requerimientos. Fluido caliente: Gasolina 56 °API

en tubo

Datos:

Fluido frio: Keroseno 42 °API

en ánulo

Datos:

 2  2      2 2           22 2   222   2  2  2   2  2  2                                                     

Esta ecuación describe la presión en función de Esta ecuación describe la presión en función de pies columna de fluido en la tubería recta.

pies columna de fluido en la tubería recta.

Se obtienen el número de Reynolds para Se obtienen el número de Reynolds para conocer el tipo de flujo.

 

conocer el tipo de flujo.

  

No se requiere de calcular otro diámetro puesto Se utiliza un diámetro equivalente puesto que que la corriente fluye dentro del tubo interior.

esta corriente fluye por el espacio anular, ver página

134

de

la

bibliografía

[1] para

diferenciar los diámetros equivalentes para transferencia de calor y caída de presión.

     

57


         2              2    

               2             2     

El Factor de fricción es evaluado mediante el diagrama de Moody y la ecuación de Darcy Weisbach “The CRC Handbook of Thermal Engineering” Págs. 2-44 á 2-48.

2 2         2   2     2   2           

Se calcula la caída de presión en pies columna Se calcula la caída de presión en pies columna de líquido que se presenta en las vueltas.

2               2          2            2      

de líquido que se presenta en las vueltas.

2               2        2          (  2 )     

Se realiza el cálculo de la altura total, es decir la suma de la altura del tubo recto y las vueltas. 58


                                                            2    2

Fluido caliente: Gasolina 56 °API

en tubo

Fluido frio: Keroseno 42 °API

en ánulo

Se calcula el peso específico de cada fluido Se calcula el peso específico de cada fluido para con ello obtener la caída de presión en para con ello obtener la caída de presión en PSI.

PSI.

        2      2     2 2                                    2  2      

Nota: Cumple con las especificaciones hidráulicas requeridas para el proceso, las cuales son que la caída de presión en los dos lados sea menor a 10 PSI.

59

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. Tabla 4.2. Tabulación de res ultados representativos del cálculo hidráulico.          

Sistema Inglés 26.8175     7.7814     10.7347 ⁄ 8.8183 ⁄ 3.5787     2.415     30.3962     10.1964     9.4733    3.575   

Sistema Internacional 8.173974     2.37177072     3.27193656  ⁄ 2.68781784  ⁄ 1.09078776     0.736092     9.26476176     3.10786272     65316.1015    24648.7563   

60


4.4. Cálculo mecánico. Para la evaluación mecánica del cambiador de calor tipo doble tubo se utilizó como referencia el código ASME y de las normas de la asociación de manufactureros de intercambiadores de calor tubulares TEMA. Tubo comercial 1 1/4" ced 40

Tubo comercial 2" ced 40

Gasolina

Keroseno

Datos de tubería.

Datos de tubería.

Temperaturas manejadas en cada tubería.

Temperaturas manejadas en cada tubería.

         21   

Temperatura

de

diseño

para

propiedades del material.

      

          11  

evaluar Temperatura

de

diseño

para

evaluar

propiedades del material.

      

Consideraciones de la temperatura del material Consideraciones de la temperatura del material según: según: TEMA RCB-1.41 y RCB-1.42

TEMA RCB-1.41 y RCB-1.42

ASME UG-20 TEMPERATURA DE DISEÑO ASME UG-20 TEMPERATURA DE DISEÑO La temperatura de diseño no debe exceder la La temperatura de diseño no debe exceder la temperatura de 650 ° F (345 °C) ni bajar temperatura de 650 ° F (345 °C) ni menos de -20 ° F. menos de -20 ° F.

bajar

61

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. Temperatura de diseño se encuentra en el Temperatura de diseño se encuentra en el rango rango a utilizar.

a utilizar.

Presión de operación lado tubo 90 PSI.

Presión de operación lado ánulo 100 PSI.

Revisar anexo N apartado RCB-1.21 TEMA y Revisar anexo N apartado RCB-1.21 TEMA y anexo O, ASME UG-21 PRESION DE anexo O, ASME UG-21 PRESION DE DISEÑO.

DISEÑO.





La

                    

se refiere a la presión de calibración la La

                

se refiere a la presión de calibración la

cual es utilizable cuando se conectan válvulas cual es utilizable cuando se conectan válvulas de presión, tomando así en cuenta un margen de presión, tomando así en cuenta un margen de sobrepresión para instrumentos certificados, de sobrepresión para instrumentos certificados, así como para instrumentos comerciales, en así como para instrumentos comerciales, en

  

este caso la

  

será la utilizable para la este caso la

será la utilizable para la

evaluación del espesor.

evaluación del espesor.

Usar

Usar

Se realiza el cálculo por presión interior.

Se realiza el cálculo por presión interior.

Se utiliza el material ASTM A 106 Gr B, por Se utiliza el material ASTM A 106 Gr B, por sus

propiedades

mecánicas

satisfacen

necesidades del proyecto.

las sus

propiedades

mecánicas

satisfacen

las

necesidades del proyecto.

Valor obtenido en la tabla UCS-23 código Valor obtenido en la tabla UCS-23 código ASME. Rangos de -20 @ 650 °F.

ASME. Rangos de -20 @ 650 °F.

S= 17100 PSI

S= 17100 PSI

E=1 tubo extruido (sin costuras)

E=1 tubo extruido (sin costuras)

62

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. Para el cálculo del espesor es necesario revisar Para el cálculo del espesor es necesario revisar ASME UG-27 y el APENDICE-1 ver anexo P. ASME UG-27 y el APENDICE-1 ver anexo P. El espesor de envolventes sometidas a presión El espesor de envolventes sometidas a presión interna no deberá ser menor que el calculado interna no deberá ser menor que el calculado con las siguientes formulas

con las siguientes formulas

                                        Para el factor de corrosión revisar

Para el factor de corrosión revisar

ASME UG-16 SECCIÓN DE CORROSIÓN

ASME UG-16 SECCIÓN DE CORROSIÓN

Para los recipientes en los que sea predecible el Para los recipientes en los que sea predecible el desgaste por corrosión, la vida esperada del desgaste por corrosión, la vida esperada del recipiente será la que determine el margen y si recipiente será la que determine el margen y si el efecto de la corrosión es indeterminado. Un el efecto de la corrosión es indeterminado. Un desgaste por corrosión de 5 milésimas de desgaste por corrosión de 5 milésimas de pulgada por año (1/16 de in en 12 años) será pulgada por año (1/16 de in en 12 años) será suficiente.

suficiente.

Se calcula el espesor nominal que es igual al Se calcula el espesor nominal que es igual al espesor calculado en la ecuación anterior más espesor calculado en la ecuación anterior más la corrosión.

la corrosión.

                                                          

Se le aumenta un factor de 12.5% que es la

Se le aumenta un factor de 12.5% que es la

63

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. tolerancia de fabricación para tubería de línea.

tolerancia de fabricación para tubería de línea.

Se realiza el cálculo del espesor real que se Se realiza el cálculo del espesor real que se tiene de la tubería seleccionada y restándole la tiene de la tubería seleccionada y restándole la corrosión esperada.

              

corrosión esperada.

               

Por lo que se puede concluir que el espesor Por lo que se puede concluir que el espesor mínimo calculado ya con el factor de corrosión mínimo calculado ya con el factor de corrosión cumple

y tiene un considerable margen de cumple

seguridad.

y tiene un considerable margen de

seguridad.

Obtenemos la presión máxima de trabajo Obtenemos la presión máxima de trabajo utilizando el espesor real menos el factor de utilizando el espesor real menos el factor de corrosión esperado.

                

corrosión esperado.

                

Con lo anterior se puede concluir que el Con lo anterior se puede concluir que el espesor puede soportar mayor presión que la espesor puede soportar mayor presión que la presión de trabajo. presión de trabajo.

64


Cálculo por presión exterior. Se supone una condición en vacío para la condición crítica en el caso de que fallara la bomba del fluido interno y con ello evitar que se presente un fenómeno de aplastamiento debido a la presión que se ejerce en el ánulo. Para el cálculo por presión exterior revisar UG28.

                   in

Se obtienen las siguientes relaciones:

Para la condición

es necesario revisar

ASME UG-28 (c).

Donde la Presión se obtiene según las siguientes ecuaciones.

  

Al obtener las relaciones nos centramos en la figura ASME UGO-28 para obtener el factor A Ver ANEXO G [5]

  65

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. ASME UCS-28.2 para obtener los datos faltantes requeridos para calcular la presión. Ver ANEXO H [5]

            Tabla 4.3. Tabulación de res ultados representativos del cálculo mecánico. Presión interna

                 

Sistema Inglés 180 130 99 110 123.75 137.5 0.00604956 0.00971089 0.06854956 0.07221089 0.077118 0.081237 1658.6357 1474.8184

                                     

Sisema Internacional 82.2222222 54.4444444 682580.943 758423.27 853226.179 948029.088 0.00015366 0.00024666 0.00174116 0.00183416 0.0019588 0.00206342 11435890.1 10168514.5

Presión externa

0.0775 240 140 971.084

         

0.0019685 6.096 965265.98 6695388.21

                                               

66


4.5. Soldadura. La eficiencia para soldadura en base a experiencia de los fabircantes de recipientes E=1 en cuerpo y 0.85 en tapas. La selección de la eficiencia de la union cuando la junta esta radiografiada: El tipo de union según UW-12 al 100% en cuerpo y 85% en la tapas ya que se utilizara por puntos.

Fig. 4.1. Eficiencia de soldaduras.

67

CAPÍTULO IV MEMORIA DE CALCULO. El procedimiento mas utilizado actualmente en la fabricacion de recipientes a presion es el de soldadura. Todas las soldaduras serán aplicadas mediante el proceso de arco eléctrico sumergido el cual puede ser manual o automatico. En cualquiera de los dos casos debera tener penetración completa y se deberá eliminar la escoria dejada por un cordón de soldadura, antes de aplicar el siguiente. Con el fin de verificar si una soldadura ha sido bien aplicada se utilizan varias formas de inspeccion, entre ellas está el de radiografo, prueba de liquidos penetrantes y algunas ocasiones ultrasonido. Antes de aplicar cualquier soldadura en recipientes a presión, se debe preparar un procedimiento de soldadura para cada caso, el cual nos indica la preparacion y el diametro del electrodo para cada tipo y espesor de material. Las pruebas y procedimientos deben apegarse a las recomendaciones heschas por el codigo ASME Seccion IX. El material de aporte, de la soldadura, deberá ser compatible con el material base a soldar. Los electrodos mas comúnmente utilizados para soldar recipientes a presión de acero al carbón, son el 6010 y el 7018. Se deben de evitar los cruces de dos o más cordones de soldadura.La distancia mínima entre dos cordones paralelos será de 5 veces el espesor de la placa, sin embargo cuando sea inevitable el cruce de dos cordones, el codigo ASME recomienda radiografiar una distancia minima de 102 mm a cada seccion.

68


Fig. 4.2. Símbolos para la representación de soldaduras.

69


Fig. 4.3 Símbolos graficos para representacion de soldaura.

70


4.5.1. Representación del intercambiador de calor. El presente intercambiador de calor se ensamblo con los siguientes elementos. Tubería 2 “ ced. 40 Tubería 1 1/4 “ ced. 40 Brida 2” acero clase 150 Reducción Bushing 2 X 1 ¼” Codo 90° 1 ¼” Tees 2” Tuerca unión 1 ¼”

Fig.4.4. Representación del intercambiador d e calor ensamblado .

71


Fig. 4.5. Vista frontal del intercambiador de calor.

72

CAPÍTULO V ANÁLISIS ECONÓMICO El análisis económico abarca el costo total del proyecto que comprende el costo de los materiales, el costo de ingeniería y el costo de mano de obra, para con ello verificar así la viabilidad que se tiene para realizarlo.

CAPÍTULO V ANÁLISIS ECONÓMICO En el presente capitulo se dan a conocer los costos aproximados del proyecto tomando en cuenta la experiencia del asesor del proyecto así como bibliografía sobre evaluación de proyectos. La estimación de costos del proyecto, presenta un pronóstico de los gastos que pueden incurrir en la manufactura del producto.

5.1. Costos de materiales. Estas se refieren al costo de los componentes que constituyen el proyecto las cuales se enlistan a continuación: Tabla 5.1. Costos de materiales . Material Tamaño

Especificacio U. medida Cantidad $/unidad S/C 106 Gr B metros 25 $148 C40 S/C 106 Gr B metros 26 $89 C40 ASTM 234 pieza 8 $60 90 ASTM 234 pieza 6 $25

Total

Empresa

3700

TREVISA

2314

TREVISA

480 150

TREVISA TREVISA

2-1 1/4 in

Acero al carbón

pieza

8

28.11

224.88

RIBSA

1 1/4 in

Acero al carbón

6

169.24

1015.44

TREVISA

Diámetro 2 in

Espesor 1 in

pieza Medias cañas de 91 cm de longitud

30

$91

2730

POLIPRODUCTOS TÉRMICOS

Tubo

2 in

Tubo

1 1/4 in

Tees Codo Reducción bus hing Tuerca unión

2 in 1 1/4 in

Fibra de vidrio ASJ Lámina de aluminio liso

Calibre 26

piezas

29

$75

2175

POLIPRODUCTOS TÉRMICOS

Brida

2 in

Welding neck 150#

piezas

2

$139

278.68

TREVISA

Soldadura

3/16 diámetro

AWS E 7018

kg

3

$33.19

99.57

ESAB

Total

13167.57

Total mas 16% IVA

15274.38

74

CAPÍTULO V ANÁLISIS ECONÓMICO

5.2. Costos de ingeniería. Los costos de ingeniería se refieren al precio de la mano de obra del ingeniero (diseño cálculos y dibujos) los cuales se miden en Horas-Hombre ing. El presente proyecto abarco un periodo de 2 semestres aproximadamente, lo que equivale a 12 meses de los cuales se trabajó una hora diaria efectiva, pero a lo cual también debemos de restar los días que pudieron ser de ocio

a causa de días festivos y así como

tomar en cuenta que

esencialmente se utilizó solo un semestre para la realización de los cálculos. Con lo cual:

              

Tenemos 120 horas de las cuales le restaremos 20 horas por días festivos que se hayan presentado dejando como tal 100 horas efectivas. Según estudios del observatorio laboral de México a partir del 1 de Enero de 2013 el ingreso promedio mensual de un ingeniero mecánico recién egresado es de $ 13 000.00 M.N., para jornadas laborales de 8 horas por día [12] (consultado el 25 de octubre de 2013) con lo cual se puede establecer que el salario por hora de un ingeniero mecánico recién egresado es de: Con lo anterior se obtiene el costo de ingeniería:

                    

Puesto que el proyecto se llevó acabo por dos ingenieros el costo total asciende a:

75


5.3. Costos de mano de obra. El costo de mano de obra se refiere a la inversión necesaria para ensamblar los componentes del proyecto, tomando en cuenta que debe de ser por personal técnico calificado. El presente proyecto se estima su ensamble en una semana con un horario de 8 horas al día tomando en cuenta 6 días efectivos. Considerando la colocación del aislamiento. De acuerdo a la experiencia del asesor y la dificultad del proyecto se hace referencia a que el ensamble del intercambiador será realizado por un técnico (soldador), un ayudante general y un técnico en trazo y corte y otro técnico para la colocación del aislamiento. La Secretaria de Trabajo y Previsión Social a través de la Comisión Nacional de Salarios Mínimos a partir del 1º de Enero de 2013 establece que el salario mínimo para un técnico calificado(soldador) es de $93.26, para un técnico calificado $90, para un ayudante general el salario es de $84.75, todos para una jornada laboral de 8 horas al día[13] ( consultado el 25 de Octubre de 2013) por tanto se establece que el salario por hora de trabajo para un técnico calificado es de $11.65, y para un ayudante general es de $10.59 y para el técnico calificado de $11.25. Con lo anterior se puede estimar el costo de mano de obra teniendo en cuenta así:

                                              76


5.4. Costo total del proyecto. El costo total del proyecto de ingeniería es la suma de los elementos antes calculados.

                    Precio total del intercambiador de calor con aislamiento.

Costo del equipo tomando el 30% del costo total.

    

5.5. Evaluación del intercambiador de calor con y sin aislamiento.

Los intercambiadores de calor sin aislamiento tienden a perder energía al medio ambiente lo cual se ve reflejado a largo plazo en pérdidas monetarias por lo que es necesario colocar un aislamiento que disminuya estas pérdidas en mayor medida posible.

5.5.1. Perdida de calor del intercambiador sin aislamiento. Se calcula la perdida de calor que puede tener el intercambiador si no se recubre con algún tipo de aislante, con lo cual hay pérdida de energía y así mismo se refleja en pérdidas monetarias. Nota: Para facilidad los cálculos de la pérdida de calor sin aislamiento y con aislamiento se harán en Sistema internacional de unidades.

Cálculo del Intercambiador de calor sin aislamiento. Datos del sistema.

1             Longitud del tubo= 6.096 m

Calor total del sistema

77

CAPÍTULO V ANÁLISIS ECONÓMICO 1. Cálculo del flujo de calor.

Fig. 5.1. Perfil del tubo exterior, es decir el de 2 pulgadas sin aislamiento.

Ecuación para el flujo de calor.

Donde:

 1  1              

Donde K= 49.8 W/m °C (constante de conductividad del material para aceros al carbónsilicio en un rango de temperatura de 400 K), obtenido del anexo I [4]. Cuando las superficies son lisas como en este caso se usa la siguiente ecuación para obtener el coeficiente de convección para el área de la película de aire.

       2  2          2        2 78

CAPÍTULO V ANÁLISIS ECONÓMICO 2. Cálculo de las resistencias a oponerse. Cálculo de la resistencia interior debido a la película de fluido.

  2                     1    2 1     2                  

Cálculo de la resistencia 1 debida al material del tubo.

Cálculo de la resistencia exterior debido a película de aire.

Suma de resistencias

3. Cálculo del calor fugado del sistema (un tubo) de mayor temperatura al de menor temperatura.

    1       79

CAPÍTULO V ANÁLISIS ECONÓMICO El valor del calor calculado se obtuvo con signo negativo ya que es calor perdido del sistema

           ||||            

4. Cálculo de tasa de transferencia de calor en las 4 tuberías.

5. Tasa de pérdida de calor, referenciándolo al calor total menos la tasa de transferencia de las tuberías.

      6. Tasa porcentual.

       

Porcentaje perdido de calor en el sistema

Cálculo del costo de energía perdida al año del intercambiador sin aislamiento. Los cargos fijos de la energía en la región central por la Comisión Federal de Electricidad (CFE) son de

   

Costo de la energía anual=

  21   1               

80


5.5.2. Pérdida de calor del I.C. con aislamiento. Se calcula la perdida de calor que puede tener el intercambiador con recubrimiento (aislante), con lo cual la pérdida de energía debe de disminuir

así como también las perdidas monetarias por la

energía fugada, con esto último se debe analizar si es viable realizar el aislamiento de la tubería con el fin de que la inversión se recupere.

Cálculo del Intercambiador de calor con aislamiento. Datos del sistema.

        Longitud del tubo= 6.096 m

Calor total del sistema

1. Cálculo del flujo de calor.

     

2











Fig. 5.2. Perfil del cambiador de calor con aislamiento .

 

81


 1 2      2                    2    1  2    2

Dónde:

Cálculo de resistencias a oponerse en el flujo de calor. Resistencia por película de fluido.

        2    2            

Resistencia por pared de casco. Donde

1

= 49.8 W/m °C (constante de conductividad del material para aceros al carbón-silicio en

un rango de temperatura de 400 K), Ver ANEXO I [4].

     1  2        1    2 1   2       2  2

Resistencia por aislamiento (Vitroform ASJ plus) espesor 1 in Ver ANEXO J, obtenido de catálogo.

82

CAPÍTULO V ANÁLISIS ECONÓMICO Donde

2

es la constante de conductividad del material ver anexo J.

 2             2  2   2 2   2    

Dónde:

Resistencia por acabado (lamina de aluminio calibre 26 espesor 0.5 mm). Donde



= 186 W/m °C (constante de conductividad del material para aleación de aluminio) ver

ANEXO K [4], para aleaciones de aluminio en un rango de temperatura de 400 K.

 2        2                 2   2          2    2   2          1 2 

Resistencia por película de aire.

Suma de resistencias.

83


                       

Cálculo del flujo de calor perdido.

Tasa de calor transferido en total de los peines (las 4 tuberías).

24.384 m



Tasa porcentual.



      

Costo de energía pérdida. Los cargos fijos de la energía en la región central por la Comisión Federal de Electricidad (CFE) son de

   

Costo de la energía anual=

  21   1               

84


5.5.3. Comparación de datos obtenidos. Con los datos obtenidos en el punto 4.5.1 y 4.5.2 se puede visualizar la diferencia de perdida de energía que se tiene en el intercambiador de calor, lo cual en las siguiente grafica se puede percibir de una manera más clara.

Energia perdida al año en KW 2.5

2

1.5 Energia perdida al año en KW 1

0.5

0 Sin aislamiento

Con aislamiento

Fig. 5.3. Energía perdida al año.

Costo de la energia perdida al año $45,000.00 $40,000.00 $35,000.00 $30,000.00 $25,000.00 Costo de la energia perdida al año

$20,000.00 $15,000.00 $10,000.00 $5,000.00 $0.00 Sin aislamiento

Con aislamiento

Fig. 5.4. Costo de la energía perdida.

85

CAPÍTULO V ANÁLISIS ECONÓMICO Con lo anterior se puede observar el ahorro importante tanto de energía como de dinero en efectivo que se tendrá al año si se utiliza aislamiento en el intercambiador de calor, también llegando a la conclusión que en menos de un año se pagara el costo del material del aislante así como de su instalación. Puesto que como se puede observar el ahorro de dinero es:

  

      

Con lo que se puede observar la viabilidad del proyecto para su instalación.

86

CONCLUSIONES

Conclusiones. Los intercambiadores de calor son equipos utilizados para incrementar la eficiencia de un proceso, reduciendo a su vez el costo que tendría si estos equipos no se utilizaran, ya que sería obligatorio emplear otros sistemas como lo son calderas para la generación de vapor el cual ayudaría a incrementar la temperatura de algún fluido, o por el contrario utilizar plantas de bombeo para enfriar los fluidos que salen del proceso a altas temperaturas, todo esto genera perdida de calor lo cual significa perdida de dinero. En el desarrollo del proyecto se hizo la comparación de las pérdidas en el intercambiador de calor sin aislamiento perdiendo el 3.79 % del calor total que se aprovecha,

    

generando a su vez un costo de

durante un año, lo cual se puede observar que es

una pérdida considerable y a largo plazo sería un total despilfarro de dinero, por otro lado si se utiliza algún recubrimiento que impida la perdida de energía, la tasa porcentual se reduce al 0.27 %, con un costo de

que comparándolo con la anterior perdida se refleja una gran

diferencia, y si se toma en cuenta el costo total del intercambiador de calor se puede dar uno cuenta que la recuperación de la inversión se logra en 1 año con dos meses. Con lo cual se puede verificar la viabilidad del proyecto y a largo plazo generara ganancias necesarias para el mantenimiento del equipo y/o reemplazo. La fabricación del equipo será en México, puesto que si se requiriera comprar uno con las mismas características en el extranjero considerando que costara lo mismo, su precio aumentaría considerablemente por factores como los impuesto que se pagan en la aduana, tales impuestos son: el IGI (impuesto general de importación), el DTA (derechos de trámite aduanero), el IVA y regalías sumándole a ello el costo del transporte del producto y el seguro del producto por mencionar algunos.

87

NOMENCLATURA

Nomenclatura.

                                   ̇ 

Coeficiente total de transferencia

de calor (L=limpio; s=sucio)

Coeficientes de transferencia

de calor por convección L = Longitud

= Conductividad térmica Densidad

Velocidad

Diametros

Viscosidad dinámica

= Calor especifico

Sistema Internacional

Sistema Inglés

T 2 Tt2 2 2   t  T  t2t     t   t t ⁄ t   2 t T  Ft

Adimensional

Adimensional

Número de Reynolds

Adimensional

Adimensional

Número de Prandt

Adimensional

Adimensional

Número de Nusselt

= Áreas (t=tubo; a=ánulo)

=Área por unidad de longitud Factor de incrustación

Resistencia total al flujo de calor

Radio

= Velocidad media = Área transversal Gasto másico

22 2 2  ⁄2 

tt22  tt2 T Tt2 tt t2 

88

tT1 T2 t1 t2 Tt  T  tt t  t                t  T   Número de Stanton

= Temperatura de fluidos caliente

y frio

= Temperatura calórica de fluidos

caliente y frio

Flujo de calor

=Entalpia

Diferencia de temperatura

NOMENCLATURA

Adimensional

Adimensional

  T  T  2  Tt °F

°F

KJ

Adimensional

Adimensional

3.1416

3.1416

Adimensional

Adimensional

Temperatura promedio del fluido

Adimensional

Adimensional

Factor de temperatura calórica

Adimensional

Adimensional

Adimensional

22

Adimensional

Adimensional

Adimensional

m columna de liquido

ft columna de liquido

Pa

psi

Pa

psi

m

in

Pa

Psi

$M.N.

$M.N.

gravedad especifica

Flujo masico

gravedad (0= del lugar)

factor de fricción

presión de altura

diferencia de presión

presión (c=calibración)

tt22

espesor (n= con factor de

corrosión, rn=más el 12.5 % por tolerancia de fabricación, r= real)

presion máxima de trabajo

costo de la energía

Nota: Los subíndices i y o se refieren a las superficies interna y externa del tubo, así como los subíndices h y c se refieren a el lado caliente y el lado frio en los tubos.

89

GLOSARIO

Glosario. Anulo. Parte delimitada por el diámetro exterior del tubo interno y el diámetro interior del tubo externo.

Balance de energía. El balance de energía es un principio físico fundamental al igual que la conservación de masa, que es aplicado para determinar las cantidades de energía que es intercambiada y acumulada dentro de un sistema.

Calor. El calor es una cantidad de energía y es una expresión del movimiento de las moléculas que componen un cuerpo. Capacitancia térmica. Cantidad de calor necesaria para elevar un grado la temperatura de una sustancia

Cople. Casquillo que se utiliza para unir dos tubos. Coraza. Elemento estructural hecho para circundar un espacio. La mayoría de los cascos son generados por la revolución de una placa plana.

Corrosión. Erosión química causada por agentes con o sin movimiento. Es la destrucción gradual de un metal o aleación debido a procesos químicos como la oxidación o a la acción de un agente químico.

Destilación.

Proceso que consiste en calentar un líquido hasta que sus componentes más volátiles

pasan a la fase de vapor y, a continuación, enfriar el vapor para recuperar dichos componentes en forma líquida por medio de la condensación. El objetivo principal de la destilación es separar una mezcla de varios componentes aprovechando sus distintas volatilidades, o bien separar los materiales volátiles de los no volátiles.

Estoperos (prensaestopas). Aro de material absorbente que rodea los vástagos de los grifos, válvulas y acoplamientos, para evitar fugas. Generalmente es regulable.

Fluido. Sustancia cuyas moléculas presentan gran movilidad y se desplazan libremente debido a la poca cohesión existente entre ellas: los fluidos (es decir, los líquidos y los gases) adoptan la forma del recipiente que los contiene.

90

GLOSARIO

Flujo laminar. Las partículas se desplazan siguiendo trayectorias paralelas, formando así en conjunto capas o láminas de ahí su nombre, el fluido se mueve sin que haya mezcla significativa de partículas de fluido vecinas.

Flujo turbulento. El flujo turbulento ocurre cuando las velocidades de flujo son generalmente muy altas o en fluidos en los que las fuerzas viscosas son muy pequeñas. La turbulencia puede originarse por la presencia de paredes en contacto con el fluido o por la existencia de capas que se muevan a diferentes velocidades.

Oxidación. Desprendimiento de escamas de los metales, es el fenómeno que ocurre a altas temperaturas y cuando hay entrada de aire.

Presión de diseño. Presión que se usa para determinar el espesor mínimo permitido o las características físicas de las diferentes partes del depósito (tubo)

Presión de operación. La presión a la que está sometido normalmente el tubo y que se localiza en la parte superior, no debe exceder de la presión máxima de trabajo permitida.

Sistema termodinámico. Se define como la parte del universo que es el objeto de estudio. Un sistema termodinámico puede ser una célula una persona, el vapor de una maquina etc.

TEMA. Asociación de Manufactureros de Intercambiadores Tubulares Temperatura. La temperatura es la medida del calor de un cuerpo (y no la cantidad de calor que este contiene o puede rendir).

Transferencia de calor. Proceso por el que se intercambia energía en forma de calor entre distintos cuerpos, o entre diferentes partes de un mismo cuerpo que están a distinta temperatura.

Tubos en stock. Se le conoce a si al conjunto de tubos que se tienen en un intercambiador de calor de coraza y tubo.

91

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

Referencias bibliográficas. [1] Procesos de transferencia de calor, Donald Q. Kern, Ed. Grupo patria cultural. [2] Applied process design for chemical and petrochemical plants, volume 3, Ernest E. Ludwig, Originally published by Gulf Publishing Company, Houston, TX. [3] Transferencia de calor y masa, Yunus A. Cengel, Ed. Mc Graw Hill. [4] Fundamentos de Transferencia de calor, Frank P. Incropera, Ed. Pearson Education. [5] Código ASME sección VIII. [6] Manual TEMA novena edición, 2007. [7] Handbook of Thermal Engineering “Handbook Series for Mechanical Engineering” Editado por Frank Kreith. [8] Mecánica de los fluidos, Víctor L. Streeter Ed. Mc Graw Hill. [9] Mecánica de fluidos, Robert L. Mott 6ta Edición, Pearson Education, México 2006. [10] Pressure vessel design manual, Dennis R. Moss, Gulf Professional Publishing. [11] Manual de recipientes a presión diseño y calculo, Eugene F. Megyesy,

Limusa Noriega

Editores.

Referencias electrónicas. [12]

http://www.observatoriolaboral.gob.mx/ola/content/common/reporteIntegral/busquedaReporte.j

sf;jsessionid=40201b1c0df0734f38acffbb7a49 [13] http://www.conasami.gob.mx/nvos_sal_2013.html

92

ANEXOS

ANEXOS

93

ANEXOS

ANEXO A Viscosidades para gasolina a temperatura de 130°F y keroseno a 70°F.

94

ANEXOS

ANEXO B Viscosidades para gasolina a temperatura calórica de 140.2 °F y keroseno a 85.3°F.

95

ANEXOS

ANEXO C Calores específicos a la temperatura calórica obtenida.

96

ANEXOS

ANEXO D Conductividad térmica de gasolina y keroseno.

97

ANEXOS

ANEXO E Gravedades específicas de gasolina y keroseno evaluados a la temperatura calórica.

98

ANEXOS

ANEXO F Para la viscosidad a utilizar para la corrección por viscosidad utilizando la temperatura de la pared del tubo.

99

ANEXOS

ANEXO G Obtención del factor A, aproximadamente 0.0026.

100

ANEXOS

ANEXO H Obtención del factor B se tomó un valor de 15600.

101

ANEXOS

ANEXO I Conducti Co nductividad vidad térmica térmica del acero SA 106 GR B.

102

ANEXOS

ANEXO J Conductividad térmica del aislante VITROFORM ASJ.

a l a a j c o i a b m r a r é t t e d a d d i a r v u i t t c a r u e d p n o m e C t

103

ANEXOS

ANEXO K Conductividad térmica del aluminio.

104

ANEXOS

ANEXO L Factor de corrección de temperatura calórica.

105

ANEXOS

ANEXO M

106

ANEXOS

ANEXO N Recomendaciones para presión de diseño según TEMA.

107

ANEXOS

ANEXO O

108

ANEXOS

109

Intercambiador Doble Tubo

Recommend Documents