República Bolivariana de VenezuelaMinisterio del Poder Popular para la Educación Universitaria
IUTRC "Dr. Federico Rivero PalaciosIngenieria en Procesos Quimicos
Transferencia de Calor II
Diseño N° 6Condensadores
Prof. Sonia di Silvestre GrupoMichel Campora
Cindy VargasCelmary Lara
Estephany BastidasMaria Oropeza
Km8 Carretera Panamericana. Febrero de 2016
Se desea enfriar 16000 lbm/h de PROPANOL desde 230°F hasta 190°F, para locual se dispone de agua a 80 °F .
Diseñe este intercambiador con las siguientes condiciones:1≤R_CAL/R_EST ≤2 Puede estimar que REST es 0,003 ft2 h °F/BTULa pérdida de carga del fluido principal debe ser menor que 3 psi y la del fluido
secundario menor que 10 psi
DEBE EXPLICAR TODAS LAS ESTIMACIONES QUE CONSIDERE PARA ELDISEÑODatos:
La temperatura de ebullición del fluido principal es 207 °F y su calor latente devaporización es 298 BTU/lbm.
La conductividad térmica de la tubería es 32 BTU/ft h °FPROPIEDAD
TERMODINÁMICAFLUIDO PRINCIPAL AGUA GLICOL
VAPOR LÍQUIDO
ρ (lbm/ft3) 0.122 47.3 62,5 69
Cp (BTU/lbm °F) 0.359 0.730 1 0,54
µ (cp) 0.019 0.702 0,9 20
k (BTU/ft h °F) 0.0092 0.297 0,36 0,15
PROPANOL Agua
Flujo másico del PROPANOL (lbm/hr)
mc 16000lbmhr
:=
Densidad (lbm/ft3)
ρL 47.3lbm
ft3:= ρV 0.122
lbm
ft3:= ρa 62.5
lb
ft3:=
Capacidad calorfica (BTU/lbm °F)
CpL 0.730BTU
lb:= CpV 0.359
BTUlb
:= Cpa 1BTU
lb:=
Vicosidad (lbm/ft hr)
μa 0.9lb
ft hr:=μL 0.702
lbft hr
:= μV 0.019lb
ft hr:=
Conductividad termica de los fluidos (BTU/ft hr °F)
ka 0.36BTUhr ft
:=kL 0.297BTUft hr
:= kV 0.0092BTUft hr
:=
Conductividad termica de la tuberia (BTU/ft hr °F o R)
λ 32BTUft hr
:=
Resistencia Estimada
Rest 0.003hr ft2BTU
:=
Se asume Temperatura de 113 °F Temperatura de ebullición
T 113:= Teb 207:= ºF°FTemperaturas en ºF para elfluido principal
Temperaturas en ºF para elfluido secundario
T1 230:= °F t1 80:= °Ft2 T:= -----------> Temperatura asumidaT2 190:= °F
Calor latente de vaporización
Δhvap 298BTUlbm
:=
En el diseño de Intercambiadores de paso multiple se deben seguir la siguientemetodologia.
Tuberia horizontal
1) Elección del fluido secundario
El fluido secundario en nuestro caso es el agua, porque lo proporciona el ejercicioasignado, el cual es asignado con su temperatura de entrada al sistema y suspropiedades termodinamicas, al igual que el fluido principal.
2) Determinacion del balance de energía
2.1) Calculo de flujo de calor para cada zona y el total
Flujo de calor Zona 1
Q1 mc CpV T1 Teb−( ) 132112BTU
hr=:=
Flujo de Calor Zona 2
Q2 mc Δhvap 4768000BTU
hr=:=
Flujo de calor en la Zona 3
Q3 mc CpL Teb T2−( ) 198560BTU
hr=:=
Flujo de calor cedido por el fluido principal
Qced Q1 Q2+ Q3+ 5098672BTU
hr=:=
2.2) Flujo másico del fluido secundario
ma QcedCpa t2 t1−( )
154505.212lbhr
=:=
Flujo de calor absorbido por el fluido secundario
Qabs ma Cpa t2 t1−( ) 5098672BTU
hr=:=
2.3)Temperaturas intermedias del fluido secundario
Ta Q1ma Cpa
− t2+ 112.145=:= ºF
Tb Q3ma Cpa
t1+ 81.285=:= ºF
3) Elección del Fluido que circulara en el haz de tubos y en la coraza
El fluido que circulara por el haz de tubos sera el fluido frio (Agua), debido a que su caudalmasico es menor, lo cual permite obtener una velocidad favorable para el proceso; mientrasque el fluido principal (Propanol) circulara por la coraza, ya que de esta manera se lograalcanzar una mejor transferencia.
4) Eleccion del Equipo
4.1 Calculo del promedio de la diferencia de temperatura para cada zona , elnumero de pasos en la coraza y/o el numero de intercambiadores.
Cálculo del DT o diferencia de temperatura media logaritmica
Zona 1
Dt1 T1 t2−( ) Teb Ta−( )−
ln T1 t2−( )Teb Ta−( )
105.541=:=
Zona 2
Dt2 Teb Ta−( ) Teb Tb−( )−
ln Teb Ta−( )Teb Tb−( )
109.562=:=
Zona 3
Dt3 Teb Tb−( ) T2 t1−( )−
ln Teb Tb−( )T2 t1−( )
117.683=:=
F 1:= nc 1:= Ni 1:=
Promedio de la diferencia de temperatura del aparato
Dtm QcedQ1Dt1
Q2Dt2
+ Q3Dt3
+109.748=:=
4.2 Estimacion del coeficiente global sucio.
Segun el anexo 6 se estima el coeficiente global sucio tomando en cuenta el fluido principal y elsecundario.
En el anexo 6 entre Tolueno (Hidrocarburo ligero) y Agua el valor de Us= (75-150) Btu/hr ft2 °F
Se elige 110 Btu/ hr ft2 °F
Us 110BTU
hr ft2:=
4.3 Estimación del área promedio de transferencia decalor. (ft2)
A QcedUs F Dtm
422.345 ft2=:=
4.4 Estimación de la velocidad del fluido interno (ft/hr)
Se encuentra entre 1-2 m/segA mayor velocidad mayor transferencia de calor y mayor perdida de cargaA menor velocidad menor perdida de carga y menor transferencia de calor, pero aumenta el poderde incrustación de los fluidos.Se asume velocidad intermedia en el rango de diseño debido a que si se elige muy altasignificaria que el fluido no dispone de mucho tiempo dentro de intercambiador para enfriarse.
V 1.5ms
17716.535fthr=:=
Velocidad asumida enft/hr
νfi V 17716.535fthr
=:=
4.5 Elección de los tubos
Se eligen segun el anexo 2 tomando en cuenta la viscocidad, la presión y el poder corrosivode los fluidos.
Los diametros mas usados estan entre:
3/4" para fluidos poco viscosos1/4" para fluidos muy viscosos
nuestros fluidos son poco viscosos por lo tanto elegimos tubos de diametro externo igual a3/4"el BWG (10-12-14-16-18) es 10 y eso da un diametro interior=1.224 cm.
di 1.224cm( ) 0.04 ft=:=de 3
4in
0.063 ft=:=
4.6 Estimación del número de tubos por cada intercambiador de calor.
Área de Transferencia de la tuberia
At di2 π4 0.001 ft2=:=
ntp
maρa
νfi At110=:=
4.7 Cálculo de la distancia recorrida por el fluido interno en cada intercambiador de calor.
Ni es el numero de intercambiadores a diseñar el cual es igual a 1 y se utilizara un intercambiadorcontracorriente F=1
Longitud recorrida con Dtm
LrA
ntp π de Ni19.524 ft=:=
4.8 Estimacion de la longitud, el numero de pasos lado tubo y el número de tubos encada intercambiador
- La longitud del intercambiador y el numero de pasos en los tubos se estiman a partir delresultado anterior y considerando la longitud de los tubos disponibles en el comercio, las mascomunes son 8,12,16 y 20 ft- El numero de pasos debe ser par a menos que valga 1-Si el numero de pasos es igual a 1 se utilizara un intercambiador contracorriente F=1
L 8ft:= L. Asumido de los disponibles en el mercado
Zona 1
np LrL
2.441=:=
np 2:=
4.8 Estimacion del numero de tubos en cada intercambiador.
Nt ntp np 220=:=
4.9 Estimación del arreglo de los tubos
Para el arreglo de tubos se escoge el arreglo cuadrado porque disminuye la perdida de carga yfacilita el acceso para la limpieza lo cual implica una reduccion de costos al ser más viableeconomicamente.
4.10 Determinacion del paso entre tubos, el numero real de tubos y diametro decoraza
El numero real de tubos se determina con el Nt igual a 220 se aproxima a 270Numero del paso entre tubos P= 1"Diametro de carcasa es igual a 48.9 cm
Número real de tubos
Ntr 270:=
ntpr Ntrnp
135=:=
Dc 54.0cm 1.772 ft=:=
Velocidad recalculada
Vreal
maρa
ntpr At14457.945
fthr=:= Vreal 1.224
ms=
Paso entre tubos
P 1in 0.083 ft=:=
4.11 Estimación del número de chicanas y la distancia entre ellas.
Distancia entre deflectores (ft)
Estimar una buena distancia entre deflectores es importante ya que la funcion de los mismosdurante la operación es evitar la vibración producida por los vórtices inducidos por el flujo.
Se asume B dentro del rango
B 0.8ft:= 1
5Dc 0.354 ft=
Nch LB
1− 9=:=
Dc 1.772 ft=Nch 9:=
B LNch 1+
0.8 ft=:=
4.12 Cálculo del area de transferencia de calor (ft2)
Acal Ntr π de L Ni 424.115 ft2=:=
5) Verificación del equipo desde el punto de vista termico
5.1 Calculo del coef. global sucio
Uscal QcedAcal F Dtm
109.541BTU
hr ft2=:=
5.2 Calculo del coeficiente global limpio
Fluido interno (agua)
Cálculo de la velocidad del fluido interno ft/hr
Gcti 4 ma np
π di2 Ntr903621.539
lb
hr ft2=:=
Ufi Gctiρa
14457.945fthr=:=
Método de Sieder y Tate para fluido interno (Agua)
Prt Cpa μaka
2.5=:=
Refi ρa Vreal diμa
40319.071=:=
Nui 0.027 Refi0.8 Prt
1
3 10.14 177.182=:=
hi Nui kadi
1588.382BTU
hr ft2=:=
Fluido externo Isobutano (Metodo de Kern)
Cálculo del diametro equivalente
Diametro equivalente para el paso cuadrado (ft)
Deq 4P2
πdede− 0.079 ft=:=
Área de paso transversal de la coraza (ft2)
α 1:=act α B Dc
P P de−( ) 0.354 ft2=:=
Velocidad másica transversal en la coraza (lbm/ft2 hr)
Gcte mcact
45155.556lbm
ft2 hr=:=
a) Zona de desobrecalentamiento (1)
Reynold (adim)
Re1 Deq GcteμV
187683.269=:=
Prandalt (adim)
Pr1 CpV μVkV
0.741=:=
Coeficiente de pelicula externo zona de desobrecalentamiento he1
he1 0.36 Re1( )0.55 Pr1( )
1
3 10.14kV
Deq 30.178
BTU
hr ft2=:=
b) Zona de condensación (2)
L2 asumida para calcular Gh, porcentaje de L del condensadorL2 6.446ft:=
Gh mc
Ntr
1
3 L2
384.039lb
hr ft=:=
Re2 4 GhμL
2188.255=:=
coeficiente de pelicula externo por Kickbride
he2 0.0077kL3 ρL2 g
μL2
1
3
Re20.4 613.3BTU
hr ft2=:=
he2 1.5kL3 ρL2 g
μL2
1
3
Re2
1−3 424.49
BTU
hr ft2=:=
c) Zona de Subenfriamiento (3)
Reynold (adim)
Re3 Deq GcteμL
5079.747=:=
Prandalt (adim)
Pr3 CpL μLkL
1.725=:=
Coeficiente de pelicula externo zona de desobrecalentamiento he1
he3 0.36 Re3( )0.55 Pr3( )
1
3 10.14kL
Deq 177.326
BTU
hr ft2=:=
Coef. global limpio por zonas (BTU/hr ft2)
Ul1 1
hidedi
de2λ ln de
di
+ 1
he1+
1−28.945
BTU
hr ft2=:=
Ul2 1
hidedi
de2λ ln de
di
+ 1
he2+
1−265.421
BTU
hr ft2=:=
Ul3 1
hidedi
de2λ ln de
di
+ 1
he3+
1−141.82
BTU
hr ft2=:=
Áreas de cada zona
A1 Q1Ul1 Dt1
43.246 ft2=:=
A2 Q2Ul2 Dt2
163.962 ft2=:=
A3 Q3Ul3 Dt3
11.897 ft2=:=
Cálculo del L2
L2cal A2A1 A2+ A3+
L 5.987 ft=:=
Coef. global limpio
Ul A1 Ul1( ) A2 Ul2( )+ A3 Ul3( )+[ ]A1 A2+ A3+( )
212.035BTU
hr ft2=:=
Ul A1 Ul1( ) A2 Ul2( )+ A3 Ul3( )+[ ]A1 A2+ A3+( )
212.035BTU
hr ft2=:=
5.3 Cálculo de la Resistencia de ensuciamiento del equipo
Uscal 109.541BTU
hr ft2=
Rscal 1
Uscal1
Ul− 0.004413
hr ft2BTU=:=
5.4 Estimación de la resistencia usual del tipo de fluidos utilizados
Verificacion de la condicion de diseño Rscal/Reset=1-2
v RscalRest
1.471=:=
6) Verificación del equipo desde el punto de vista hidraulico
6.1 Perdida de carga en los tubos
Fluido interior (AGUA)
fi 0.0028 0.25 Refi 0.32−+ 0.0112=:=
ΔPi np Ufi2 ρafi L
di2+
1.841psi=:=
6.2 Perdida de carga en el fluido externo
Longitud para cadazonaL1 A1
A1 A2+ A3+L 1.579 ft=:=
L2 A2A1 A2+ A3+
L 5.987 ft=:=
L3 A3A1 A2+ A3+
L 0.434 ft=:=
L3 A3A1 A2+ A3+
L 0.434 ft=:=
Número de chicanas para cada zona
Nch1 L1B
1− 0.974=:=
Nch2 L2B
1− 6.483=:=
Nch3 L3B
1− 0.457−=:=
Verificación.
Nch1 1+( ) Nch2 1+( )+ Nch3 1+( )+ 10=
Nch 1+ 10=
a) Zona de desobrecalentamiento (1) f leido anexo 5
Re1 187683.269= f1 0.18:=
ΔPe1 f1 Nch1 1+( )Dc Gcte2Deq ρV
2.219psi=:=
b) Zona de condensación (2)
Re2 2188.255= f2 0.2:=
ΔPe2 12
f2 Nch2 1+( )Dc Gcte2Deq ρV
4.673psi=:=
c) Zona de Subenfriamiento (3)
Re3 5079.747= f3 0.18:=
ΔPe3 f3 Nch3 1+( )Dc Gcte2Deq ρL
0.002psi=:=
ΔPe3 f3 Nch3 1+( )Dc Gcte2Deq ρL
0.002psi=:=
ΔPe ΔPe1 ΔPe2+ ΔPe3+ 6.893psi=:=
_________________________________________________________________
ARREGLO VERTICAL
Los cálculos previos son iguales para los arreglos vertical y horiizontal. Se procede a calcular laspropiedades que tienen que ver con el arreglo vertical a partil de la zona de condensacion
b) Zona de condensación (2)
Gv mcNtr P
711.111lb
hr ft=:=
Re2 4 GvμL
4051.915=:=
coeficiente de pelicula externo por Kickbride
he2 0.0077kL3 ρL2 g
μL2
1
3
Re20.4 784.689BTU
hr ft2=:=
c) Zona de Subenfriamiento (3)
Reynold (adim)
Re3 Deq GcteμL
5079.747=:=
Prandalt (adim)
Pr3 CpL μLkL
1.725=:=
Coeficiente de pelicula externo zona de desobrecalentamiento he1
he3 0.36 Re3( )0.55 Pr3( )
1
3 10.14kL
Deq 177.326
BTU
hr ft2=:=
Coef. global limpio por zonas (BTU/hr ft2)
Ul1 1
hidedi
de2λ ln de
di
+ 1
he1+
1−28.945
BTU
hr ft2=:=
Ul2 1
hidedi
de2λ ln de
di
+ 1
he2+
1−372.269
BTU
hr ft2=:=
Ul3 1
hidedi
de2λ ln de
di
+ 1
he3+
1−141.82
BTU
hr ft2=:=
Áreas de cada zona
A1 Q1Ul1 Dt1
43.246 ft2=:=
A2 Q2Ul2 Dt2
116.902 ft2=:=
A3 Q3Ul3 Dt3
11.897 ft2=:=
Ul A1 Ul1( ) A2 Ul2( )+ A3 Ul3( )+[ ]A1 A2+ A3+( )
270.033BTU
hr ft2=:=
Ul A1 Ul1( ) A2 Ul2( )+ A3 Ul3( )+[ ]A1 A2+ A3+( )
270.033BTU
hr ft2=:=
5.3 Cálculo de la Resistencia de ensuciamiento del equipo
Uscal( ) 109.541BTU
hr ft2=
Rscal 1
Uscal1
Ul− 0.005426
hr ft2BTU=:=
5.4 Estimación de la resistencia usual del tipo de fluidos utilizados
5.5 Verificacion de la condicion de diseñoRscal/Reset=1-2
v RscalRest
1.809=:=
6) Verificación del equipo desde el punto de vista hidraulico
6.1 Perdida de carga en los tubos
Fluido interior (Isobuteno)
fi 0.0028 0.25 Refi 0.32−+ 0.0112=:=
ΔPi np Ufi2 ρafi L
di2+
1.841psi=:=
6.2 Perdida de carga en el fluido externo
Longitud para cadazonaL1 A1
A1 A2+ A3+L 2.011 ft=:=
L2 A2A1 A2+ A3+
L 5.436 ft=:=
L3 A3A1 A2+ A3+
L 0.553 ft=:=
Número de chicanas para cada zona
Nch1 L1B
1− 1.514=:=
Nch2 L2B
1− 5.795=:=
Nch3 L3B
1− 0.308−=:=
Verificación.
Nch1 1+( ) Nch2 1+( )+ Nch3 1+( )+( ) 10=
Nch 1+( ) 10=
a) Zona de desobrecalentamiento (1) f leido anexo 5
Re1( ) 187683.269= f1 0.18:=
ΔPe1 f1 Nch1 1+( )Dc Gcte2Deq ρV
2.825psi=:=
b) Zona decondenzación (2)
Re2( ) 4051.915= f2 0.17:=( )
ΔPe2 12
f2 Nch2 1+( )Dc Gcte2Deq ρV
3.607psi=:=
c) Zona de Subenfriamiento (3)
Re3( ) 5079.747= f3 0.18:=
ΔPe3 f3 Nch3 1+( )Dc Gcte2Deq ρL
0.002psi=:=
ΔPe ΔPe1 ΔPe2+ ΔPe3+ 6.434psi=:=( )
ΔPe ΔPe1 ΔPe2+ ΔPe3+ 6.434psi=:=( )
_________________________________________________________________( )Análisis de resultados
De acuerdo con los resultados obtenidos anteriormente se puede observar querealizando el diseño de manera horizantal y vertical los mismos arrojaron resultados similares,esto se debe a que las ecuaciones empiricas de cada caso corrigen las diferencias quepuedan haber en la transferencia de calor, sin embargo, se realizaron algunos cambios en elproceso para asegurar que se cumplieran las condiciones exigidas de diseño.Estos cambioscorresponden a la variaión de las propiedades asumidas como por ejemplo la temperatura desalida del fluido secundario (Agua) la cual influye proporcionalmente en la masa del mismo, sitenemos un flujo masico elevado de agua entonces enfriara muy rapido el fluido secundario yla velocidad de transferencia asumida tendria que compensar este cambio. Esto a su vezinfluye en la relacion de las resistencias, tendiendo a disminuir la misma si la temperatura esmuy alta. Debido a que el condensador diseñado es de tres zonas ficticias que correspondena distintas fases, los calculos se hacen tomando en cuenta distintas consideraciones comopor ejemplo que no existen perdidas termicas entre el condensador y el ambiente por lo cualel mismo se encuentra aislado.
Para que las perdidas de cargas cumplieran con las condiciones de diseño correctaslos influyentes son el número de chicanas y a su vez la longitud. en el horizontal existe unproceso de iteracion con respecto a la longitud, debido a que la misma afecta la transfecia decalor por la posicion en la que se encuentra. mientras que el vertical, la transferencia de caloratraviesa el diámetro interno de la tuberia.
Reynold (adim)