22 DE MARZO DE 2017
DISEÑO CONDENSADOR E INTERCAMBIADOR DE CALOR MÉTODO KERN Y MÉTODO BELL
TOMÁS ARDID LAZ M16253
Contenido
Introducción .................................................................................................................................. ....................................................................................................................... ........... 2 Balance de materia.................................................................................................. materia........................................................................................................................ ...................... 3 Diseño de la unidad/equipo. ......................................................................................................... ......................................................................................................... 5 Diseño Diseño térmico. térmico. Método Método Kern .......................................... ................................................................ ............................................ .......................... .... 5 Diseño Diseño mecánico mecánico........................................... ................................................................. ............................................ ........................................... ..................... 25 Diseño Diseño térmico. térmico. Método Método Bell ........................................ .............................................................. ............................................ ............................ ...... 31
Bibliografía ................................................................. .................................................................................................................................. ................................................................. 35
1
Introducción
El cumeno (isopropil benceno) es producido por la reacción de propileno y benceno sobre un catalizador ácido. Se utiliza, principalmente, para producir acetona y fenol. Las reacciones (exotérmicas) para producir cumeno a partir de benceno y propileno son:
El mejor proceso catalítico ha sido optimizado a 350 ᵒC y 25 atm. El benceno se mantiene en exceso para limitar la cantidad de DIPB como subproducto. La conversión de la reacción principal no es del 100%, el benceno y propileno no reaccionados interesa recuperarlos y separar el diisopropilbenceno. Para esto s e emplea un separador y dos columnas de destilación a la salida del reactor.
2
Balance de materia
Figura 1. Diagrama de flujo preliminar para la producción de cumeno.
Los reactantes se alimentan como líquidos desde sus respectivos tanques de almacenamiento. Después de ser bombeados hasta las condiciones de presión requerida por las condiciones de operación, se mezclan, vaporizan y se calientan hasta la temperatura de operación del reactor. La relación molar de la alimentación es 2:1 de benceno a propileno; la conversión de propileno es 99% y la selectividad molar es 31:1 de cumeno a DIPB. Los gases producto se enfrían a 40 ᵒC a 25 atm, presión en la que condensa todo el cumeno, DIPB y el benceno no reaccionado. El propileno que no reacciona y el propano se separan del líquido y se usa como fuel gas. La corriente líquida se envía a dos torres de destilación, donde en la primera se separa el benceno del cumeno y DIPB con una pureza del 98,1% molar. En la segunda torre se separa el cumeno del DIPB con una pureza del 99,9% molar. Capacidad de la planta: 100.000 t/año de cumeno. Se supone que la planta trabaja 330 días, 24 horas al día. •
Corriente 1: 99,9% de benceno puro líquido.
•
Corriente 2: 95% de propileno y de 5% propano, corriente líquida.
•
Corriente 3: Proporción 2:1 benceno propileno. 3
•
Corriente 4: Conversión del 99% del propileno. Selectividad molar 31/1 cumeno/DIPB.
•
Corriente 5: Propileno y propano solo.
•
Corriente 6: 0% de propileno y propano.
•
Corriente 7: 98.1% molar de benzeno, 1.9% molar de cumeno.
•
Corriente 8: 0% de benzeno.
•
Corriente 9: 99.9% molar de cumeno, 0,1% molar de DIPB.
•
Corriente 10: 100% de DIPB.
Tabla. 1 Composición de las corrientes, balance de materia global.
El objetivo de este trabajo es el diseño del condensador de la columna de destilación T-201 que separa por cabezas el benceno y por colas cumeno y DIPB. Por lo que las corrientes de interés son: la corriente 6 de entrada a la columna, la corriente 7 que es la corriente que condesará el equipo y la corriente 8 en la que una vez separado el DIPB se obtendrá la producción anual de cumeno:
Tabla 2 Producción de cumeno
4
Diseño de la unidad/equipo. Diseño térmico. Método Kern
Para el diseño del condensador se procede como si se diseñase un intercambiador de carcasa y tubos, utilizando el algoritmo de diseño que se muestra en la figura 1 ; aplicando, cuando sea necesario, las ecuaciones correspondientes a un condensador.
Figura 2: Algoritmo diseño Intercambiador de Calor. (Fuente: Sinnot. R,Towler,G.”Chemical Engineering Design”.Elsevier. 2008.Londres.Pág: 845)
5
Las propiedades fueron extraídas del programa Hysys usando Peng Robinson como paquete termodinámico.
Paso 1:
El caudal másico de cumeno se obtiene a partir del dato del caudal molar multiplicado por los pesos moleculares. Cálculo representado en la ecuación 1:
̇=2,2 ∗120 +115, 0 67 ∗78 ℎ ℎ = = 9239,226 /ℎ
(1)
Se deben condensar 9239,226 kg/h de cumeno a 109,2 ᵒC y posteriormente enfriar a 105,6 ᵒC mediante intercambio de calor con agua. El agua de refrigeración se obtiene de una torre de enfriamiento a 30 ᵒC, por lo que según normas heurísticas su salida no debe exceder los 45 ᵒC. El Diseño se realiza como si se tratasen de dos intercambiadores de calor, en uno de ellos se produce la condensación, y en el otro el enfriamiento del cumeno. •
Condensación: No existe cambio de temperatura en el vapor, solo se transmite al agua calor latente que se calcula mediante la fórmula 2:
ó =̇= 9239,226 ℎ ∗ 36001 ℎ ∗380 ó =975,17
(2)
Se realiza el cálculo de la masa de agua necesaria tomando como calor específico a una temperatura media entre la entrada y la salida:
6
975, 1 7 ó ̇ = = ∗∆ 4,31 ᵒ ∗ 45 30ᵒC ̇ = 15,07 •
(3)
Enfriamiento: Disminución de la temperatura de la mezcla desde 109,2 a 105,6 ᵒC. Para ello se calcula el calor cedido:
=̇∆ =9239,226 ℎ ∗ 36001 ℎ ∗1,65 ᵒ ∗ 109,2 105,6ᵒ =15,28
(4)
Al ser el calor cedido por el vapor prácticamente igual al absorbido por el agua, se calcula el caudal másico de agua necesario:
̇ = ∗∆ = 4,31 15,ᵒ2∗84530ᵒC ̇ =0,24
(5)
7
Paso 2:
Recolección en tabla de las propiedades físicas importantes de ambos fluidos, estas propiedades son obtenidas con Hysys usando paquete de fluidos Peng-Robinson:
Corriente Entrada condensador
Entrada
Salida
Media
Temperatura (ᵒC)
109,20
105,60
107,40
Calor específico (kJ/kgᵒC)
1,40
1,90
1,65
Conductividad térmica (W/m K)
0,0168
0,1098
0,0633
Viscosidad (Ns/m2)
9,17E-06
2,41E-04
1,25E-04
Calor latente (kJ/kmol)
8,92E+04
5,94E+04
7,43E+04
Agua
Entrada
Salida
Media
Temperatura (ᵒC)
30,00
45,00
37,50
Calor específico (kJ/kgᵒC)
4,31
4,32
4,31
Conductividad térmica (W/m K)
6,18E-01
6,38E-01
6,28E-01
Viscosidad (Ns/m2)
7,97E-04
5,94E-04
6,96E-04
Tabla 3: Propiedades Físicas (Obtenidas con Hysis)
8
Paso 3:
Selección de un coeficiente global de transmisión de calor (U). Uno para la condensación y otro para el enfriamiento.
Tabla 4: Valores del coeficiente global de transmisión de calor (Fuente: Sinnot. R , Towler.G.”Chemical Engineering Design”.Elsevier. 2008. Londres.Pág:797)
Al ser el benceno un vapor orgánico, y encontrarse con agua en la zona de condensación se toma el valor medio con lo que la selección queda: 850 W/(m 2 oC), pero al llegar al paso 11 observamos un diferencia del valor estimado con el obtenido del 30%, por lo que se itera y se estima un valor de 700 W/(m 2 oC).
Para el enfriamiento se toma también un valor medio, en el que se encuentra agua con un solvente orgánico, con lo que se selecciona: 200 W/(m 2 oC).
9
Por lo tanto como coeficiente global de transferencia de calor se selecciona el valor de 525 W/(m2 oC).
Paso 4:
Se selecciona una disposición de un paso por carcasa y dos por tubo. Y se selecciona un número de tubos par, ya que, de este modo, las boquillas de entrada y salida están situadas en el mismo extremo del intercambiador, lo que simplifica el sistema.
A continuación, se calcula la diferencia de temperatura media logarítmica tanto para la condensación como para el enfriamiento.
∆ó =∆ = 105,644,105,105,86644,30105,86 30 =67,95 ᵒ ∆ =∆ = 109,245105,109, 62105,44,456844,8 =62,5ᵒ
(6)
(7)
Al haber un cambio de estado en la zona de condensación el factor de corrección de temperatura (Ft) es igual a 1. En la etapa de enfriamiento se debe calcular el valor de (Ft) mediante la gráfica:
10
Figura 3: Factor de corrección de la temperatura media. (Fuente: Sinnot. R,Towler,G.”Chemical Engineering Design”. Elsevier. 2008. Londres. Pág: 818)
El cálculo de temperatura media logarítmica y de P y R se realiza mediante:
ó∗ =44,8 ᵒ = + ̇
5105,8 6 =15,56 = = 109,4544, 8 = = 109,4544, 544,8 =0,004
(8)
(9)
(10)
Con los valores de R, P y la gráfica obteniéndose un valor de (F T)=1, por lo que no es necesaria corrección alguna sobre la ΔTlmenfriamiento .
11
Paso 5:
Se procede a la realización del cálculo de área de transferencia de calor, tanto para la zona de condensación como para la zona de enfriamiento, a partir de:
= ∗∆ ó= , ∗, 15280,555 =1,22 = 200∗62, =ó + =21,72
(11)
= 20,5
Paso 6:
En este momento se procede a decidir acerca del material de los tubos y del número y disposición de los mismos. Además, se asigna que fluido va por tubos y por carcasa. El condensador elegido en este caso es un cambiador de calor de carcasa y tubos, ya que son los más ampliamente utilizados en la industria química. Este tipo de intercambiador consiste en un haz de tubos dentro de una carcasa cilíndrica. Por los tubos circula un fluido y por el interior de la carcasa otro. En la carcasa existen deflectores que sirven para dirigir el flujo del fluido. Para el diseño de este equipo se utilizan las consideraciones de diseño estandarizadas TEMA (Tubular Exchanger Manufacturers Association). En este caso se elige el cambiador de calor AES. La letra A se refiere a que es un cabezal desmontable, la E a que la carcasa es de un solo paso y la S a que el cabezal posterior es flotante con un dispositivo de apoyo. Se trata del modelo más común debido a sus características:
12
-
Permite el desmontaje para limpieza o realizar tareas de mantenimiento.
-
Puede tener 2,4, 6 u 8 pasos por tubos.
-
Presenta una elevada superficie de transferencia de calor por unidad de volumen. En unos primeros calculamos nos basamos en las heurísticas referidas a
intercambiadores de calor del libro Tu rton, R. “Analysis, Synthesis and Desing of Chemical Processes” 4th edition, Pearson, Agosto de 2012, pág. 332, tabla 11.11; el
fluido condensante fluye por carcasa, mientras que por los tubos los fluidos que puedan producir ensuciamiento por tubos, pero al llegar al paso 11 los resultados obtenidos no eran satisfactorios quedando una velocidad de flujo por carcasa inferior a las establecidas en las heurísticas usadas, por lo que a partir de este paso de reconsidera el paso de fluidos por carcasa y por tubos, y pasara por tubos el fluido condensante (agua) y por carcasa el otro fluido (mezcla). El material usado para los tubos y la carcasa es acero al carbono ya que no presenta problemas de corrosión con ninguno de los dos fluidos y soporta tanto las temperaturas como la presión a la que está sometido el intercambiador. La disposición de los tubos en el condensador más común es la de triángulo equilátero, PITCH triangular.
Las dimensiones de los tubos se toman en base a los estándares comerciales TEMA D-7:
=19,05 =13,45 =2,44 =1, 2 5∗ =1,25∗19,05=23,81
Con los que:
(12) 13
Paso 7:
Para el cálculo del número de tubos se diferencian dos zonas, ya que ambas necesitan áreas distintas, aun siendo los cálculos similares:
•
Zona de enfriamiento: se calcula el diámetro de cada tubo y con el área total calculada en el paso 5 se calcula mediante la ecuación 13 el número de tubos:
= ÁÁ = ∗∗, = ∗,∗,, = 8,37 •
(13)
Zona de condensación: de manera análoga se procede al cálculo:
= ÁÁ = ∗∗, = ∗,,∗, = 141
(13)
El número de tubos de la zona de enfriamiento es ínfimo comparado con los resultados obtenidos de la zona de condensación por lo que se tendrá en cuenta solo la zona de condensación; es necesario recalcular el área de condensación teniendo en cuenta la cantidad de calor necesario para la condensación la suma del calor de condensación y enfriamiento. Al tener nuestro condensador un paso por carcasa y dos por tubo, obtenemos el número de tubos por paso mediante la ecuación 14:
= ᵒ = = 70,5
(14)
Ahora se comprobará la velocidad por los tubos y ver si cumple las recomendaciones de entre (1,5-3 m/s). Se empieza calculando el área por paso total a partir del área por paso de los tubos con la ecuación 15, y con la ecuación 16 se calcula la velocidad por tubos, dividiendo el caudal de agua entre la sección de paso: 14
Á = ∗Á =71∗∗ =58∗∗0,01345 Á =0,009945 , = Á = , =1,514
(15)
(16)
Resultado obtenido entre los valores requeridos de (1,5-3 m/s) por lo que se puede proceder al cálculo de diámetro del haz de tubos, formula 16: Pero antes los datos de K1 y n1 se obtienen de la figura 3 ya que se trata de un Pitch triangular y dos pasos por tubo:
Tabla 5: Datos del Pitch. Figura extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and Economics of Plant and Process Design, pág 809 figura 12.4
K=0,249 n=2,207
, = ∗ =0,01905∗, =0,336
(17)
15
Paso 8:
Figura 4: Relación entre el espacio de los tubos y el diámetro interno de la carcasa, extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and Economics of Plant and Process Design, pág 808 figura 12.10.
Para el cálculo del diámetro de la carcasa es necesario conocer la holgura, espacio entre el haz de tubos y el diámetro interno de la carcasa, datos obtenidos mediante la gráfica 2.
= +0,051=0,336+0,051=0,387
(18)
16
Paso 9:
Este paso consiste en el cálculo del coeficiente de transferencia de calor del lado de los tubos mediante la ecuación (19):
ℎ = ∗
(19)
Nu, es el Nusselt, Kf es la conductividad térmica y el di es el diámetro interno de los tubos. El Nusselt es un módulo adimensional calculado con la siguiente ecuación:
= ∗∗,
(20)
El Re es el Reynolds otro modulo adimensional calculado en la ecuación (21), jh es el factor de transferencia sacado a partir de la gráfica (3), en la que se utilizan Re y Prandtl (Pr) ambos módulos adimensionales.
1000∗1, 5 14∗0, 0 1345 = ∗∗ = =2, 9 3∗10 − 6,97∗10
(21)
17
Figura 5: Factor de transferencia de calor según Reynolds para tubos. Extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and Economics of Plant and Process Design, pág 826 figura 12.23.
Obtenemos el valor de jh= 3,8*10 -3 leyendo en la gráfica anterior, por lo que el cálculo del Pr se detalla en la siguiente ecuación (22):
− ∗ 4180∗6, 9 6∗10 = = 0,628 =4,78
(22)
A continuación, los cálculos de Nusselt y a posteriori del coeficiente de transferencia de calor son inmediatos, seguidos por las ecuaciones ya mencionadas anteriormente:
=3, 8 ∗10− ∗2,93∗10 ∗4,78, =187 18
6 28 ℎ = 187∗0, =8710 0,01345 ℃ Paso 10:
Esta etapa se encarga del espaciado entre bafles y de la estimación del coeficiente de transferencia de calor del lado de la carcasa. El área transversal al paso viene dada mediante la ecuación (23):
= ∗ ∗ = 23,8119,23,8015 ∗387 ∗ 3875 =6011,26 =6,01∗10−
(23)
Procedemos con el cálculo de la velocidad, que debe responder a un rango entre 0,3 a 1 m/s. Donde Q es el flujo volumétrico en la carcasa (m 3/s).
= = 6,0,001∗100256− =0,426 /
(24)
A continuación, se calcula el diámetro equivalente o hidráulico con la ecuación (25):
= 1,1 ∗ 0,917∗= 0,01,19051 ∗0,02381 0,917∗0,01905 =0,01352
(25)
19
Como en el paso anterior se calcula Re, Pr, Un y jh.
=3,61∗10 =3,27 El factor de transferencia de calor j h se obtiene a partir de la gráfica (4), seleccionando un corte de bafles del 25%.
Figura 6: Factor de transferencia de calor según Reynolds para carcasa. Extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and Economics of Plant and Process Design, pág 833 figura 12.29
El valor de jh = 3,5*10 -3 se lee en la gráfica, y con este valor se calcula el Nusselt:
− = ∗∗ =3, 5 ∗10 ∗3,6∗10 ∗3,27 =187 20
El último paso ya es calcular h o, el coeficiente de transferencia:
0 633 ℎ = ∗ = 187∗0, =874 0,01352 ℃ Paso 11:
En este paso se calcula el coeficiente global de transferencia incluyendo los factores de ensuciamiento mediante la ecuación (26), donde h od y hid son los factores de ensuciamiento correspondientes a la carcasa y a los tubos según la figura (4):
Tabla 6: Factores de ensuciamiento extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and Economics of Plant and Process Design, pág 800 figura 12.2.
21
1 = ℎ1 + ℎ1 + ∗ ∗ 2∗1 + ∗ ℎ1 + ∗ ℎ1
(26)
Se compara el valor estimado de U o con el calculado, y se obtiene una desviación del 5,60 %.
Paso 12:
En este último paso del algoritmo se calcula la caída de presión en los tubos y en la carcasa. Para la caída de presión en los tubos se utiliza la fórmula (27):
∗ ∆ = ∗[8∗ ∗+2,5]∗ 2
(27)
Para ello es necesario conocer j f que es el factor de fricción a partir de la gráfica (5) y el Reynolds:
2, 4 4 1000∗1, 5 14 − ∆ =2∗[8∗3, 8 ∗10 ∗0,01345+2,5]∗ 2
∆ =18,3∗10 =0,18 En el caso de la carcasa la fórmula utilizada es la 28 y j f mediante la gráfica (6)
∗ ∆ =8∗ ∗∗∗ 2
(28)
22
0, 3 87 2, 4 4 781, 5 ∗0, 4 27 − ∆ =8∗4, 2 ∗10 ∗0,01352∗0,396⁄ ∗ 2
5 ∆ =2, 1 ∗10 =0,021
Ambos valores de caídas de presión están dentro de los valores recomendables, por tanto, damos por correcto y finalizado el diseño térmico. La caída de presión que se calcula mediante estas fórmulas es la debida a la fricción. Como en el condensador se produce el cambio de fase a gas a fase líquida la caída de presión debido a este fenómeno es mucho mayor que la calculada.
23
Figura 7: Factor de fricción para tubos. Extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and Economics of Plant and Process Design, página 828 figuras 12.24
Figura 8: Factor de fricción para carcasa. Extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and Economics of Plant and Process Design, página 834 figuras 12.30
24
Diseño mecánico
El condensador será diseñado bajo la suposición de que la presión externa sufrida será nula, existiendo solamente presión interna. Esto se debe a que no tendrá un tamaño excesivamente elevado y no sufrirá ninguna influencia externa relevante. Selección del material
Siguiendo las indicaciones recogidas en la tabla 7 seleccionaremos acero al carbono del grado A285 Gr A para la carcasa, los deflectores y los tubos, al ser un material económico y común. Además, ninguno de los fluidos tratados en el condensador tiene propiedades corrosivas o un alto grado de ensuciamiento del sistema; mientras que el acero al carbono soportará sin problema alguno la temperatura y presión de operación del sistema, al encontrarse su límite máximo en 900 ᵒF y 12900 psi, respectivamente.
Tabla 7 extraída del libro Chemical Engineering Design P rinciples, Practice and Economics of Plant and Process Design, pág 982 tabla 13.2.
25
Cálculo del espesor mínimo
El espesor mínimo que se empleará en la carcasa se calculará a partir de las siguientes fórmulas, empleando una para el cálculo del espesor longitudinal y otra p ara el cálculo del espesor radial. De este modo:
∗ = 4∗∗0,8∗ ∗ = 2∗∗1,2∗
(29)
(30)
Siendo Pi la presión interna, Di el diámetro interno, S la tensión máxima que podrá soportar el cambiador, que será un 10% superior a la permisible por el material (acero al carbono) resultando en 12,9 lb/inch 2, y E la eficiencia de la soldadura considerándose 1 al suponerse una soldadura doble, según la tabla 8.
Tabla 8: Tabla de soldaduras extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and Economics of Plant and Process Design, pág 984 tabla 13.3.
Aplicando estas fórmulas, y teniendo en cuenta el parámetro de sobreespesor de corrosión, obtenemos los siguientes valores:
= 0,12+2=2,12 = 0,24+2=2,24 26
Sin embargo, los valores obtenidos son menores que los recomendados como valores mínimos en la siguiente tabla:
Tabla 9: Espesores de carcasa extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and E conomics of Plant and Process Design, pág 807.
Por ello, seleccionaremos el valor de 9,5; añadiéndole el factor de sobreespesor de corrosión y obteniendo un resultado final de:
=9,5 +2=11 Del mismo modo, apoyándonos en la tabla 10 y en la aplicación de la fórmula para el espesor longitudinal, seleccionaremos el siguiente espesor para los tubos:
Tabla 10: Espesor de tubos extraída del libro Chemical Engineering Design Principles, Practice and Economics of Plant and Process Design, pág 806 tabla 12.3.
= 2 27
Aislamiento del condensador
Realizando un balance de la transferencia de calor por convección y conducción dadas en el cambiador, podremos averiguar el espesor de aislante necesario. El aislante empleado en este caso deberá evitar posibles quemaduras que pudieren causarse a los operarios debido a las temperaturas de la carcasa, además de contribuir al ahorro de energía del sistema. En este caso se ha seleccionado el poliuretano expandido, al poder emplearse espesores bajos de aislante obteniendo una eficiencia adecuada. Se supondrá un valor adecuado para el aislante de 0,1 m de diámetro.
Para el cálculo de la transferencia de calor existente en la carcasa consideraremos T1 como la temperatura interna de la carcasa, T 2 como la temperatura entre carcasa y aislante, T 3 como la temperatura externa del aislante y Ta como la temperatura ambiente. De este mismo modo, designaremos como r 1, r2 y r3 a los diferentes radios de cada una de las 3 partes del condensador. Así, los valores considerados se recogen en la siguiente tabla:
Radio interno
0,0067 m
Radio interno + aislante
0,107 m
Radio externo + aislante
0,1095 m
Tabla 11: Radios de la carcasa del condensador.
A continuación, se requerirá calcular el coeficiente de transferencia de calor (h), calculando previamente el número de Rayleigh (Ra) y el de Nusselt (Nu) a partir de las siguientes ecuaciones:
∗∗ ∗ = ∗ =2∗10
(31)
28
⁄ 0, 3 87∗ = 0,6 + 1+0,559⁄ ⁄⁄ =27,78 ( ) ℎ= ∗ =1,83 ⁄
(32)
(33)
Donde g es la gravedad, β la inversa de la temperatura media, L el diámetro externo, μ la viscosidad, Pr el número de Prandt del aire, en este caso de 0,7296; y k la
conductividad de calor del fluido, siendo la del agua de 0,02551 W/mK.
Con el valor de h obtenido y el área de superficie del cambiador calculada previamente, A; podremos proceder al cálculo del calor presente en las paredes del condensador, Q; mediante la ecuación:
=∗ℎ∗ =63,975
(34)
A partir de este valor podremos aplicar la siguiente ecuación para el cálculo de la temperatura presente entre el aislante y la carcasa:
= 2∗∗∗∗ ⁄ 35 ; =382,15 29
Masa del condensador
Para el cálculo de la masa del condensador deben considerarse todos sus elementos y accesorios, así como los fluidos que circulan en su interior y el aislante empleado. Así, podremos calcular la masa de la carcasa a partir de la siguiente ecuación:
=240∗ ∗ ∗ +0, 8 ∗ =572,92 →58,461
(36)
En la cual Wcarcasa es el peso de la carcasa, calculado a partir de C w, factor equivalente a 1,08 empleado para considerar accesorios equipados al cambiador; D c, el diámetro de la carcasa anteriormente calculado y H v, longitud de la sección de la carcasa. Por otro lado, el peso de los tubos podrá ser obtenido a partir de su volumen y la densidad del acero al carbono, de 7850 kg/m 3. De este modo, utilizaremos esta ecuación:
= ∗∗ ∗ =386,04
(37)
A partir del volumen de los tubos, podremos calcular el peso de los fluidos que circularán por el interior del condensador durante su operación. Del mismo modo, a partir de los radios de la carcasa y la densidad del aislante será posible calcular su peso:
= ∗ =48,88 == + ∗=197,=148,37 49 í = ∗ =228,3
(38) (39) (40) (41)
Sumando el peso de todas las partes del condensador obtendremos su peso total:
= + +í + =642,1
(42)
30
Diseño térmico. Método Bell
La metodología Bell para el diseño de intercambiadores de calor, cuenta con la inclusión de parámetros geométricos en sus cálculos y que otras metodologías como la Kern no tienen, por lo tanto, puede considerarse un método con una pequeña mayor precisión a la hora de definir la geometría. Para llevarse a cabo la aplicación de este método, se cuenta con un software desarrollado en un libro Excel de sencilla aplicación, en donde se irán rellenando los huecos de las celdas correspondientes. La secuencia de los pasos es muy similar al método Kern. Tras intentar diseñar mediante el método Bell, el condensador previamente diseñado mediante el método Kern. Se entiende que no va a ser posible, ya que el software empleado no tiene en cuenta el cambio de fase de la corriente de mezcla de cumeno y benceno, por lo que se toma la decisión de diseñar un intercambiador de calor de carcasa y tubos posterior a este condensador. Al realizar este método se debe tener en cuenta, que los fluidos empleados en este software no son los mismo que han sido empleados para la realización del método Kern, esto es debido a que en la base de datos de dicho software no se encuentran especificados y por lo tanto se ha seleccionado el fluido de la propia base de datos del software, que más se asemeja a la mezcla benceno cumeno. Este intercambiador de carcasa y tubos será el encargado en este proceso descrito ya en las primeras páginas de bajar la temperatura de la mezcla. La temperatura de salida del fluido del condensador es de 105 ᵒC, por lo tanto, será la temperatura de entrada de este intercambiador. Por lo tanto, entrará un caudal de 9684 kg/h de mezcla a una temperatura de 105 ᵒC, que se enfriará hasta los 80 ᵒC. Para ello se utilizará como fluido refrigerante agua de
río, que entra a una temperatura de 10 ᵒC y saldrá a 25 ᵒC. Realizando el balance correspondiente se calcula, el caudal necesario de agua 7099 kg/h.
31
Selección de fluidos de proceso
En la pestaña Process Fluids, se introducen los fluidos que se van a utilizar, en este caso se ha introducido agua de río para el fluido frio, y al no encontrarse la mezcla Benceno mas Cumeno, se ha optado por introducir Dowtherm MX ya que es una mezcla entre derivados aromáticos cuyas propiedades son similares a las de mezcla en cuestión. Se trató, inicialmente de introducir manualmente las propiedades de la mezcla, pero resultó una tarea bastante compleja el encontrar todas y cada de una las propiedades que necesita el programa. Caracterización de las corrientes
En la siguiente pestaña Process Data, se especifican las corrientes, la cantidad de mezcla a enfríar es conocida, ya que es la misma cantidad que sale del condensador diseñado, se va a enfriar desde los 105 a los 80 ᵒC. Sabemos que el agua por reglas heurísticas debe variar su temperatura en un intercambiador hast 15 ᵒC, por lo que entrará a 10 y saldrá a 25 ᵒC. Tras fijar esto, mediante el botón de Solve Heat Balance, será el propio software el que calcule el flujo de agua necesario. Caracterización de los tubos
En la pestaña Tubes Presure Drop, se caracterizan los tubos del intercambiador, para ello se estima el coeficiente global de transmisión de calor, que será recalculado posteriormente mediante un proceso iterativo. Se define un intercambiador de 4 m de longitud, 6 pasos por tubo y 2 por carcasa. Se fija un factor de seguridad de entre un 10 y un 20 %. Se estima un diámetro OD según norma TEMA-D7 de 19,050 mm. El BWG será de 18. Se debe comprobar en esta pestaña, que la velocidad del fluido por los tubos esté comprendida entre los valores aceptables y que la caída de presión no supere la admisible. Cálculo del factor de corrección del LMTD
En la siguiente pestaña, el propio software se encarga de calcular el solo este factor de corrección. 32
Cálculo del coeficiente de película de los tubos
Para realizar este cálculo se lleva a cabo un proceso iterativo en la pestaña Tubes htc, donde se supone este coeficiente y el software calcula otro, se deberá ir variando
el valor hasta que ambos coincidan. Caracterización de la carcasa
En la pestaña Shell Geometry , se meten los parámetros geométricos de la carcasa. Se ha definido una carcasa con un diámetro de 0,438 m. Un corte de bafle del 25%, un pitch triangular por lo tanto el ángulo seleccionado es de 60 ᵒ. Y el pitch ratio de 1330. Estos valores aparecen especificados en la hoja final de especificaciones. Cálculo del coeficiente de película exterior
Como ya se realizó con el coeficiente de película de los tubos, se vuelve a realizar un proceso iterativo hasta encontrar en valor correcto. Caída de presión en la carcasa
El propio software nos calcula esta caída de presión, que debemos comprobar si está dentro de los límites aceptados. Cálculo del coeficiente global de transmisión de calor
En la pestaña Overall U, se obtienen dos valores de U, una para superficie limpia y otro para una superficie sucia, al llegar a este punto se debe comprobar que la U supuesta sea igual a la limpia, en caso de que no sea así, comienza el proceso iterativo de la U. Este proceso terminará cuando la supuesta y la limpia, coincidan.
33
SHELL -AND-TUBE HEAT EXCHANGER
REV PREPARED BY
DATE
APPROVAL
CLIENT
EQUIP. NO
PAGE
W.O.
REQUISITION NO.
SPECIFICATION NO.
PROCURED BY
INSTALLED BY
0
UNIT
1
AREA
2
1 2 3 4 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54
Size Surface per Unit
TEMA Type 37,34
Shells per Unit
Connected in (series/parallel) 1 Surface per Shell
37,3 m²
Perf orm ance of One Unit
Fluid Allocation Fluid Name Flow Total kg/h (in/out) Vapor kg/h (in/out) Liquid kg/h (in/out) Steam kg/h (in/out) Water kg/h (in/out) Noncondensable kg/h (in/out) Temperatur e (In/Out) °C Density kg/m3 Viscosity cP Molecula r Weight, vapor Specific Heat kJ/kg-°C Thermal Conductivity W/m-°C Latent Heat kJ/kg Inlet Pressure kPa(g)g (inlet) Velocity m/s Press Drop Allow /Calc kPa(g) Fouling Factor m²-°C/W Heat Exchanged W Service Coeff. W/m²-°C Dirty
Shell Side Raw Water 7.099
Tube Side Bencene+Cumene 9.684
7.099
9.684
10,0 1.001,77 1,32
25,0 994,90 0,90
105,0 897,56 2,02
4,19 0,6
414,0 0,03 35,0 0,0001 124.112
4,20 0,6
1,89 0,1
80,0 916,96 3,34 1,81 0,1
200,0 0,53 0,1 35,0 9,7 0,0002 74,68 LMTD (corrected) °C 50 Clean 51
Const ruct ion Data for One Shell
Shell Side
Tube Side Sketch Design/Test Press kPa(g)g Design Temperature °C No. Passes per Shell 2 6 Corrosion A llow ance mm In DN Connections Out Size & Rating Intermediate Tubes No. 156 OD, mm 19,05 Gauge 18 Length, m 4 Pitch layout, deg. Type Material Copper Pitch ratio Shell OD, mm ID, mm 438 Material Channel or Bonnet OD, mm Thick Channel Cover Tubesheet Type Floating Heat Cover Impingement Protection Baffles Cross (number) 14 % Cut (d) 25% Spacing C/C, mm Baffles Long Seal Type No Supports Tube U-Bend Type Bypass Seal Arrangement Sealing Strips Tube-Tubesheet Joint Expansion Joint No. Type Rho-V2-Inlet Nozzle #N/A Bundle Entrance #N/A Bundle Exi #N/A Gaskets - Shell Side Tube Side Floating Heat Cover Supports Code Requirements TEMA Class Weight per shell kg #N/A Filled w /w ater #N/A Bundle #N/A
60 1,33
262,80
Notes
Tabla 12. Hoja de especificaciones intercambiador.
34