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UNIVERSIDAD NACIONAL DEL CALLAOFACULTAD DE INGENIERÍA MECÁNICA - ENERGÍA                                            2010  ...
ÍNDICEI.INTRODUCCIÓN                                          2II.CONCEPTOS IMPORTANTES3                               3II...
I.   Introducción:             La aplicación de los principios de transferencia de calor al diseño de equipo     a fin de ...
II.   CONCEPTOS IMPORTANTES      Cambiador de calor             Es un equipo de proceso en el que circulan generalmente do...
Donde:       Sta = Esfuerzo a la tensión del material a la temperatura ambiente       Std = Esfuerzo a la tensión del mate...
FIG. 1. Tubo rolado                       FIG. 2. Casquillo        Un ejemplo simple y común de tubo expandido se muestra ...
Se pueden obtener en diferentes gruesos de pared, definidos por elcalibrador Birmingham para alambre, que en la práctica s...
la coraza hasta de 300 lb/plg”. Se pueden obtener mayores gruesos parapresiones superiores.Las corazas mayores de 24 plg d...
perforadas cuyas alturas son generalmente un 75% del diámetro interior dela coraza.    Estos se conocen como deflectores c...
Pueden ser arreglados, como se muestra: para flujo “arriba y abajo” o pueden serrotados 90° para un flujo ‘lado con lado”,...
no obstante, el hecho de que el fluido en la coraza fluye por el lado externo de lostubos. Desde un punto de vista práctic...
Figura 11 Intercambiador 1-2 con cabezal de arrastre       La desventaja de usar un cabezal flotante de arrastre es de sim...
superficie en comparación con el cabezal de arrastre considerando un mismotamaño de coraza.             Figura 13 Ensamble...
Figura 14. Distribución de tubos en el cabezal para una coraza de 13     plg. (DI) tubosde 1pgl (DE) y en arreglo de paso ...
Esta numeración de tubos incluye una trayectoria libre de entrada bajo laboquilla de alimentación igual al área transversa...
Aun cuando es enteramente satisfactorio para corazas hasta de 36 plg DI,          los estoperos mayores de esta medida no ...
Emplea un doble cabezal de tubos estacionarios y se usa cuando la fuga del líquidopor uno de los cabezales al unirse con e...
IV.3 Coeficientes de película del lado de la coraza.      Los coeficientes de transferencia de calor fuera del haz de tubo...
Todo el fluido viaja a través del haz siete veces. Si se instalaran diezdeflectores en la misma longitud del haz, se reque...
IV.4Masa-velocidad lado de la coraza.       La velocidad lineal y de masa del fluido cambia continuamente a través delhaz ...
Podría aparecer que este método de evaluar el radio hidráulico y eldiámetro equivalente, no distingue entre los porcentaje...
La temperatura del fluido en la coraza puede sufrir cualquiera de dosvariaciones cuando se desplaza de la entrada a la sal...
IV.7 Caída de Presión en intercambiadores de calor multitubulares en el ladode la carcaza.La pérdida de presión en la carc...
Luego la caída de presión total del lado de los tubos será la suma de lapérdida debida a los tubos propiamente tales más l...
Para las configuraciones de flujo cruzado - casco - tubos es necesario      introducir in factor de corrección, en la temp...
Fue creado en los Estados Unidos de Norteamérica en el año de 1907, por iniciativade varias compañías de seguros con el fi...
V.1.2 NORMAS TEMA (STANDARD OF TUBULAR EXCHANGERS MANUFACTURERSASSOCIATION)        ORIGEN.- Las causas que motivaron la re...
V.2. ASPECTOS GENERALES      El equipo de transferencia de calor se define tomando en consideración la funciónque desempeñ...
Desventajas: La coraza y el exterior de los tubos del haz, no pueden ser limpiadores pormedios mecánicos, ni ser inspeccio...
HAZ DE TUBOS       Es el elemento formado por los tubos de transferencia, situado en el interior de lacoraza y orientado p...
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VI.  CALCULO DE UN INTERCAMBIADOR DE CORAZA Y TUBO DE AGUA DESTILADAY AGUA CRUDA.VI.1Condiciones de operaciónDatos:Agua de...
Donde:Reemplazando los datos del cuadro se obtiene(Temperatura media logarítmica)MLDT = 11.4ºFFactor de corrección deEn ta...
(Factor de corrección)Fr = 0.945(3)      El promedio de temperaturas         de 89 y 77.5ºF será satisfactorio para losran...
(7’) con la tabla obtenemos               que es el factor de transferencia de calor(8’) A            ,                   ...
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T_media_aire=0,5*(T_ent_aire+T_sal_aire)"Propiedades fisicas para el agua"rho_media_agua=DENSITY(Water;T=T_media_agua;P=P_...
"Area de la superficie externa por aletas"A_1=A_A1+A_T1Relacion_A_A1_A_1=(A_A1/A_1)Relacion_A_T1_A_1=(A_T1/A_1)"Area de la...
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"Re_f<Re_dot_f ,13358<140,10^4, entonces C_fricc debedeterminarse por la fig. 4,1 para Ref =13358 y rug = 250"C_fricc= 0,0...
"El area del colector del cabezal y del distribuidor son lasmismas por ello"A_cabezal=(pi*d_cab^2)/4"Las velocidades maxim...
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VII.   CONCLUSIONES          La Temperatura de salida del aire y la transferencia de calor aumentarán al incrementar el  ...
VIII.   ANEXOS                 50
IX.   BIBLIOGRAFÍA      TRANSFERENCIA DE CALOR (CUARTA EDICION). INCROPERA, DE WITT      Editorial Pearson 1999      TRANS...
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  1. 1. UNIVERSIDAD NACIONAL DEL CALLAOFACULTAD DE INGENIERÍA MECÁNICA - ENERGÍA 2010 DISEÑO DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR DE CORAZA Y TUBO 13/07/2010
  2. 2. ÍNDICEI.INTRODUCCIÓN 2II.CONCEPTOS IMPORTANTES3 3III.MARCO TEORICO4 4III.1TUBOS PARA INTERCAMBIADORES DE CALOR5 5III.2ESPACIADO DE LOS TUBOS6 6CORAZAS7 7INTERCAMBIADORES CON CABEZAL DE TUBOS 7ESTACIONARIOS7DEFLECTORES7 7INTERCAMBIADORES CON CABEZAL DE TUBOS FIJOS CON 9CARRETES INTEGRALES9INTERCAMBIADOR 1-2 CON CABEZAL DE TUBOS FIJO10 10INTERCAMBIADORES CON HAZ DE TUBOS REMOVIBLE11 11DISTRIBUCIÓN EN EL CABEZAL DE TUBOS Y NUMERACIÓN DE 12TUBOS12CABEZA FLOTANTE EMPACADA14 14INTERCAMBIADORES CON TUBOS EN U15 15IV. CALCULO DE LOS INTERCAMBIADORES DE TUBO Y 16CORAZA16IV.2FACTOR DE INCRUSTACIÓN16 16IV.3 COEFICIENTES DE PELÍCULA DEL LADO DE LA CORAZA17 17IV.4MASA-VELOCIDAD LADO DE LA CORAZA19 19IV.5 DIÁMETRO EQUIVALENTE LADO DE LA CORAZA19 19IV.6 LA DIFERENCIA VERDADERA DE TEMPERATURA ΔT EN 20UN INTERCAMBIADOR 1-220IV.7 CAÍDA DE PRESIÓN EN INTERCAMBIADORES DE CALOR 22MULTITUBULARES EN EL LADO DE LA22 CARCAZA23IV.8 EN LOS TUBOS24 22IV.9 MÉTODO DE LA TEMPERATURA MEDIA LOGARÍTMICO24 23V.NORMAS DE DISEÑO25 24V.1. CODIGOS EMPLEADOS26 24V.1.1. CODIGO ASME27 25V.1.2 NORMAS TEMA (STANDARD OF TUBULAR EXCHANGERS 26MANUFACTURERS ASSOCIATION)28V.2. ASPECTOS GENERALES29 27V.3. NOMENCLATURA E IDENTIFICACIÓN DE CAMBIADORES 28DE CALOR30V.4. ELEMENTOS CONSTITUTIVOS DE UN CAMBIADOR DE 29CALOR31NORMA Nº 11.632 30NORMA Nº 1.233 31NORMA Nº 1.339 32VI.CALCULO DE UN INTERCAMBIADOR DE CORAZA Y TUBO 33DE AGUA DESTILADA Y AGUA CRUDA.VI.1CONDICIONES DE OPERACIÓN 33VI.2 SOLUCIÓN POR MEDIO DE EL SOFTWARE EES 39VII. CONCLUCIONES 49VIII.ANEXOS 50IX.BIBLIOGRAFIA 51 2
  3. 3. I. Introducción: La aplicación de los principios de transferencia de calor al diseño de equipo a fin de cumplir con cierto objetivo ingenieril es de importancia extrema, ya que al aplicar estos principios al diseño el individuo trabaja en la importante meta del desarrollo de un producto para beneficio económico. A la larga, la economía juega un papel clave en el diseño y selección de equipo de intercambio de calor, y el ingeniero deberá tenerlo en cuenta cuando trabaje sobre cualquier nuevo problema de diseño de transferencia de calor. El peso y tamaño de los cambiadores de calor que se usan en aplicaciones espaciales o aeronáuticas son parámetros muy importantes y en estos casos las consideraciones de costo, en lo que se refiere a costos de materiales y construcción del cambiador de calor, están subordinadas; sin embargo, el peso y tamaño son factores de costo importantes en la aplicación global en estos campos y por tanto, deben también considerarse como variables económicas. Una aplicación específica nos proporcionará las reglas a seguir si queremos obtener el mejor diseño en relación con consideraciones económicas, tamaño, peso, etc. Un análisis de todos estos factores está fuera del alcance de nuestro presente estudio, pero no está de mas recordar que en la práctica se les deberá tener en cuenta. Nuestro estudio de cambiadores de calor tomará la forma de un análisis técnico, es decir, se delinearán los métodos para predecir el rendimiento de los cambiadores de calor, así como una exposición de los métodos que se pueden usar en la estimación del tamaño del cambiador y el tipo necesario para realizar una tarea específica. A este respecto limitaremos nuestro estudio a cambiadores en los que las principales formas de transferencia de calor son por conducción y convección. Esto no implica que la radiación no sea importante en el diseño de cambiadores de calor, de hecho en muchas de las aplicaciones espaciales para efectuar una transferencia de energía, éste es el medio disponible que predomina. 3
  4. 4. II. CONCEPTOS IMPORTANTES Cambiador de calor Es un equipo de proceso en el que circulan generalmente dos fluidos en condiciones de temperatura diferentes, uno por el lado tubos y el otro por el lado coraza, con el fin de intercambiar calor a través de las paredes metálicas de los tubos de transferencia, sin que ocurra un contacto directo entre ellos. Lado tubos Llamamos así a los conductos por donde circula el fluido que pasa por el interior de los tubos de transferencia. Lado coraza o lado envolvente Se llama así al conducto por donde circula el fluido que baña a los tubos de transferencia. Presión de operación (Po) También conocida como presión de trabajo. Se define como la presión manométrica a la cual está sometido un equipo en condiciones normales de operación. Debemos tener presente que en el caso de los cambiadores de calor, se manejan dos presiones de operación, una por el lado de tubos y la otra por el lado de la coraza. Presión de diseño (PD) Se define como la presión que será utilizada en el diseño del cambiador de calor. Para servicios a “vacío” se debe especificar una presión externa de diseño de 15 Lb / Pu lg 2 (vacío total). Para una presión de operación arriba de la atmosférica, la presión de diseño será: si Po ≤ 300Lb / pulg 2 ó si Po > 300Lb / pu lg 2 Resulta importante mencionar que al hablar de presiones, temperaturas, materiales, etc., en cambiadores de calor, debemos siempre especificar si se trata del lado de los tubos o del lado de la coraza, ya que generalmente las condiciones de operación y consecuentemente las de diseño, son diferentes en un lado y en el otro. Presiones de prueba (Pp) Normalmente conocida como presión hidrostática de prueba, la cual es llevada a cabounas ves q ha sido fabricado el cambiador de calor, fundamentalmente consiste en el llenado del equipo con agua, al mismo tiempo que se le somete a presión, su valor se cuantificará por medio de la siguiente ecuación: 4
  5. 5. Donde: Sta = Esfuerzo a la tensión del material a la temperatura ambiente Std = Esfuerzo a la tensión del material a la temperatura de diseño Presión de trabajo máxima permisible Es la presión máxima a la que se puede someter un cambiador de calor en condiciones de operación, la evaluación de esta presión, será de mayor utilidad cuando el equipo se encuentre en las siguientes condiciones: a) En condiciones corroídas b) Bajo los efectos de la temperatura de diseño c) En posición normal de operación Temperatura de operación (To) Es el valor normal de temperatura en las condiciones de operación del proceso, a la cual el cambiador de calor será expuesto. Temperatura de diseño (TD) Se define como la temperatura que será utilizada en el diseño del cambiador de calor, esta temperatura se selecciona como sigue: Para fluidos que operan con una temperatura superior a 32 0F la temperatura de diseño será la que resulte mayor de las siguientes: Para fluidos que operan a una temperatura de 32 F (0 C) o inferior, se deberá especificar simultáneamente la temperatura mínima y la máxima anticipada, siendo esta última no menor a 150 F (65.5 C) para el lado de la coraza con el objeto de considerar la circulación de aire caliente durante la operación de secado, posterior a la prueba hidrostática. Esfuerzo de diseño a la tensión (S) Es el valor máximo al que puede someterse un material que forma parte de un cambiador de calor en condiciones normales de operación. Su valor está basado de secado 25% del esfuerzo último a la tensión del material en cuestión.III. MARCO TEORICO El elemento tubular. La satisfacción de muchas demandas industriales requiere el uso de un gran número de horquillas de doble tubo. Estas consumen considerable área superficial así como presentan un número considerable de puntos en los cuales puede haber fugas. Cuando se requieren superficies grandes de transferencia de calor, pueden ser mejor obtenidas por medio de equipo de tubo y coraza. El equipo de tubo y coraza involucra la expansión de un tubo en un espejo y la formación de un sello que no fuga bajo condiciones razonables de operación. 5
  6. 6. FIG. 1. Tubo rolado FIG. 2. Casquillo Un ejemplo simple y común de tubo expandido se muestra en la Fig. 1. En elespejo se perfora un orificio cuyo diámetro es apenas mayor que el diámetroexterior del tubo, además se cortan dos o más hendeduras en la pared de esteorificio. Se coloca el tubo dentro del orificio, y se inserta un rolador en el final deltubo. El rolador es un mandril rotatorio que tiene conicidad pequeña. Es capaz deexceder el límite elástico del metal del tubo y transformarlo a una condiciónsemiplástica, de manera que se escurra hasta las hendeduras y forme así un selloperfecto. El rolado de los tubos es un arte, ya que el tubo puede dañarse si se rolahasta adelgazarlo demasiado, de manera que el sello tiene poca resistenciaestructural. En algunos usos industriales es deseable instalar tubos en el espejo, demanera que puedan ser fácilmente removidos, como se muestra en la Fig.2. En lapráctica, los tubos se empacan en el espejo mediante casquillos, y usando anillos demetal suave como empaques.III.1Tubos para intercambiadores de calor Los tubos para intercambiadores de calor también se conocen como tubospara condensador y no deberán confundirse con tubos de acero u otro tipo detubería obtenida por extrusión a tamaños normales de tubería de hierro. El diámetro exterior de los tubos para condensador o intercambiador decalor, es el diámetro exterior real en pulgadas dentro de tolerancias muy estrictas.Estos tubos para intercambiador se encuentran disponibles en varios metales, losque incluyen acero, cobre, admiralty, metal Muntz, latón, 70-30 cobre-níquel,aluminio-bronce, aluminio y aceros inoxidables. 6
  7. 7. Se pueden obtener en diferentes gruesos de pared, definidos por elcalibrador Birmingham para alambre, que en la práctica se refiere como elcalibrador BWG del tubo. En la Tabla 10 de los anexos se enlistan los tamaños detubo que generalmente están disponibles, de los cuales los de 3/4 y 1 pulg dediámetro exterior son los más comunes en el diseño de intercambiadores de calor. Los datos en la Tabla 10 han sido arreglados de tal manera que puedan serútiles en los cálculos de transferencia de calor.F igura3 Arreglos comunes para los tubos de los intercambiadores.III.2Espaciado de los tubos. Los orificios de los tubos no pueden taladrarse muy cerca uno de otro, yaque una franja demasiado estrecha de metal entre los tubos adyacentes, debilitaestructuralmente el cabezal de tubos o espejo. La distancia más corta entre dosorificios adyacentes es el claro o ligadura, y éstos a la fecha, son casi estándar. Los tubos se colocan en arreglos ya sea triangular o cuadrado, como se muestraen las Fig. 3a y b. La ventaja del espaciado cuadrado es que los tubos son accesiblespara limpieza externa y tienen pequeña caída de presión cuando el fluido fluye enla dirección indicada en la Fig.3a. El espaciad0 de los tubos PT es la distancia menor de centro a centro en tubosadyacentes. Los espaciados más comunes para arreglos cuadrados son de 3/4 plg(DE) en un espaciado cuadrado de 1 plg y de 1 plg (DE) en un espaciado en cuadrode de plg. Para arreglos triangulares éstos son, de 3/4 plg DE en espaciadotriangular de 15/16 plg, 3/4 plg (DE) en un arreglo triangular de 1 plg, y 1 plg DEen un arreglo triangular 1 plg. En la Fig 3c el arreglo en cuadro ha sido rotado 45O,y permanece esencialmente lo mismo que en la Fig. 3a. En la Fig. 3d se muestra unamodificación del espaciado triangular que permite una limpieza mecánica. Silostubos se separan suficientemente, es posibe dejar los pasajes indicados paralimpieza. Corazas. Las corazas hasta de 12 plg de diámetro IPS se fabrican de tubo de acero, como se dan en la Tabla ll. Sobre 12 e incluyendo 24 plg el diámetro exterior real y el diámetro nominal del tubo son los mismos. El grueso estándar para corazas con diámetros interiores de 12 a 24 plg inclusive, es de 3/8 plg, lo que es satisfactorio para presiones de operación por el lado de 7
  8. 8. la coraza hasta de 300 lb/plg”. Se pueden obtener mayores gruesos parapresiones superiores.Las corazas mayores de 24 plg de diámetro se fabrican rolando placa deacero.Intercambiadores con cabezal de tubos estacionario. El tipo más simplede intercambiador es el tipo fijo o intercambiador con cabezal de tuboestacionario, de los cuales el mostrado en la Fig. 4 es un ejemplo. Las partes esenciales son la coraza (1), equipada con dos entradas y quetiene dos cabezales de tubos o espejos (2) a ambos lados, que tambiénsirven como bridas para fijar los dos carretes (3) y sus respectivas tapas (4).Los tubos se expanden en ambos espejos y están equipados con deflectorestransversales (5) en el lado de la coraza. El cálculo de la superficie efectivafrecuentemente se basa en la distancia entre las caras interiores de losespejos en lugar de la longitud total de los tubos. Figura 4 Intercambiador tubular de cabezal fijoDeflectores. Es claro que se logran coeficientes de transferencia de calormás altos cuando el líquido se mantiene en estado de turbulencia. Parainducir turbulencia fuera de los tubos, es costumbre emplear deflectoresque hacen que el líquido fluya a través de la coraza a ángulos rectos con eleje de los tubos. Esto causa considerable. Turbulencia aun cuando por lacoraza fluya una cantidad pequeña de líquido. La distancia centro a centroentre los deflectores se llama espaciado de deflectores. Puesto que losdeflectores pueden espaciarse ya sea muy junto o muy separado, la masavelocidad no depende enteramente del diámetro de la coraza. Usualmenteel espaciado de los deflectores no es mayor que una distancia igual aldiámetro interior de la coraza, o menor que una distancia igual a un quintodel diámetro interior de la coraza. Los deflectores se mantienen firmementemediante espaciadores (6) como se muestra en la Fig. 4, que consisten deun pasador atornillado en el cabezal de tubos o espejo y un cierto númerode trozos de tubo que forman hombreras entre deflectores adyacentes. Undetalle amplificado se muestra en la Fig. 5. Hay varios tipos de deflectores que se emplean en los intercambiadoresde calor, pero los más comunes son los deflectores segmentados que esmuestran en la Fig. 6. Los deflectores segmentados son hojas de metal 8
  9. 9. perforadas cuyas alturas son generalmente un 75% del diámetro interior dela coraza. Estos se conocen como deflectores con 25% de corte y serán usados através de este texto, aun cuando otros deflectores fraccionales se empleentambién en la industria. Figura 5 Espaciador de deflector (aumentado). Figura 6 detalle de deflector segmentado. CorazaCorona Corona Disco Figura 7 Deflector de disco y corona. 9
  10. 10. Pueden ser arreglados, como se muestra: para flujo “arriba y abajo” o pueden serrotados 90° para un flujo ‘lado con lado”, este último es deseable cuando a través de lacoraza fluye una mezcla de líquido y gas. Es el espaciado del deflector y no el 25% de sucorte, el que determina, como se mostrará después, la velocidad efectiva del fluido en lacoraza. Otros tipos de deflectores son el de disco y corma de la Fig. 7 y el deflector deorificio en la Fig. 8. Aun cuando algunas veces se emplean otros tipos, no son deimportancia general.º Figura 8 deflector de orifico Intercambiador con cabezal de tubos fijos con carretes integrales. Otra de alguna de las variaciones del intercambiador de cabezal de tubos fijo se muestra en la Fig. 9, en el cual los cabezales de tubo se insertan dentro de la coraza, formando los carretes que son p-es integrales de la coraza. Al usar intercambiadores con cabezal de tubos fijo, es a menudo necesario tomar en cuenta la expansión térmica diferencial entre los tubos y la coraza durante la operación, o de otra manera se desarrollaran esfuerzos térmicos a través del espejo o cabezal de tubos. Esto puede efectuarse usando una junte de expansión en la coraza, de las cuales hay disponible un buen número de ellas.Figura 9. intercambiadores con cabezal de tubos fijos con carretes integrales Intercambiador 1-2 con cabezal de tubos fijo. Intercambiadores del tipo mostrado en las Fig. 4 y 9 pueden considerarse como operando en contracorriente, 10
  11. 11. no obstante, el hecho de que el fluido en la coraza fluye por el lado externo de lostubos. Desde un punto de vista práctico, es muy difícil obtener altas velocidadescuando uno de los fluidos fluye a través de todos los tubos en un solo paso. Sinembargo, esto puede evitarse, modificando el diseño de manera que el fluido en lostubos pase a través de ellos en fracciones consecutivas. Un ejemplo de intercambiador de cabezal de tubos fijo en dos pasos semuestra en la Fig. 10, en el cual todo el fluido en los tubos fluye a través de las dosmitades de los tubos sucesivamente. El intercambiador en el cual el fluido de la coraza fluye en un paso por lacoraza y el fluido de los tubos en dos o más pasos, es el intercambiador 1-2. Seemplea un solo carrete con una división para permitir la entrada y salida del fluidode los tubos por el mismo carrete. En el extremo opuesto del intercambiador estácolocado un bonete para permitir que el fluido de los tubos pase del primero alsegundo paso. Como con todos los intercambiadores de cabezales fijos, la parteexterna de los tubos es inaccesible para la inspección o limpieza mecánica. Elinterior de los tubos puede ser limpiado removiendo únicamente la tapa delcarrete y usando un limpiador rotatorio o un cepillo de alambre. Los problemas deexpansión son extremadamente críticos en los intercambiadores 1-2 de cabezalfijo, puesto que ambos pasos así como la coraza, tienden a dilatarse diferentementey originan esfuerzos en los espejos estacionarios. Figura 10 Intercambiadores 1-2 de cabezal fijo.Intercambiadores con haz de tubos removible. En la Fig. 11 se muestra uncontratipo del intercambiador 1-2, que tiene el banco de tubos removible de lacoraza. Consiste de un cabezal de tubos estacionario, que se encuentra sujeto entrela brida de un carrete y la brida de la coraza. En el extremo opuesto del haz detubos, éstos se expanden en un cabezal de tubos flotante que se mueve libremente. Al cabezal de tubos se atornilla un casquete de cabeza flotante y todo el haz detubos puede extraerse por el extremo del carrete. La coraza se cierra mediante unbonete. Los cabezales flotantes ilustrados, eliminan los problemas de expansióndiferencial en muchos casos y se llama cabezal flotante de arrastre. 11
  12. 12. Figura 11 Intercambiador 1-2 con cabezal de arrastre La desventaja de usar un cabezal flotante de arrastre es de simplegeometría. Para asegurar la tapa del cabezal flotante es necesario atornillarladentro de la coraza de los tubos, y los tornillos requieren el uso de espacio dondesería posible insertar gran número de tubos. El atornillador no únicamente reduce el número de tubos que pueden sercolocados en el haz de tubos, sino que también provee de una canalización de flujono deseable entre el banco de tubos y la coraza. Estas objeciones se superan en el intercambiador más convencional 1-2 decabeza flotante y anillo seccionado, mostrado en la Fig. 12. Aun cuando esrelativamente cara su manufactura, tiene un gran número de ventajas mecánicas. Difiere del tipo cabezal de arrastre por el uso de un arreglo de anilloseccionado en el cabezal flotante de tubos y una coraza más grande que lo cubre ylo acomoda. Los detalles del anillo seccionado se muestran en la Fig.13. El cabezalflotante de tubos se sujeta mediante una abrazadera a la tapa de la cabeza flotantey un anillo abrazadera que se coloca detrás del cabezal de tubos. El cual estádividido por mitad para permitir desmantelarse. Figura12 Intercambiador 1-2 de cabezal flotante Diferentes fabricantes tienen también diferentes modificaciones del diseñoque aquí se muestra, pero todas ellas llenan el propósito de proveer un aumento de 12
  13. 13. superficie en comparación con el cabezal de arrastre considerando un mismotamaño de coraza. Figura 13 Ensamble de anillo abrazadera dividido También se emplean, como se muestra en la Fig.12, carretes fundidos queno tienen tapa removible.Distribución en el cabezal de tubos y numeración de tubos. La distribucióntípica de tubos para un intercambiador de cabezal flotante de anillo dividido, semuestra en la Fig. 14. La distribución actual es para una coraza de 13’/4 plg DI con tubos de 1 plgDE y en arreglo de paso triangular de 11/4 plg acomodado para seis pasos en lostubos. También se muestra la colocación de las divisiones para el carrete y la tapadel cabezal flotante junto con la orientación de los pasos. Usualmente los tubos no se colocan simétricamente en el cabezal.Generalmente se dispone de un espacio extra en la entrada omitiendo tubosdirectamente bajo la tobera de admisión para minimizar los efectos de contraccióndel fluido que entra a la coraza. 13
  14. 14. Figura 14. Distribución de tubos en el cabezal para una coraza de 13 plg. (DI) tubosde 1pgl (DE) y en arreglo de paso triangular de 1 pgl. Acomodado para seis pasos en los tubos Cuando los tubos se distribuyen con los mínimos espacios permitidos entre las divisiones y tubos adyacentes y dentro de un diámetro libre de obstrucciones llamado el límite exterior de tubo, el número de tubos en la distribución se llama numeración de tubos. No siempre es posible tener el mismo número de tubos en cada paso, aun cuando en intercambiadores de gran tamaño, esta descompensación no deberá ser mayor de 5%. En la Tabla 9 del anexo, la numeración de tubos para tubos de 3/4 y 1 plg de diámetro externo se da para corazas de un paso, y para uno, dos, cuatro, seis y ocho pasos en los tubos. Para efectos de distribuir convenientemente los tubos de un intercambiador de calor dentro de la carcaza, de forma que si se opera con varias pasadas por los tubos, todas ellas tengan el mismo número de tubos, se indica en la tabla 9 del anexo como disponerlos. Un ejemplo se muestra en la figura adjunta. 14
  15. 15. Esta numeración de tubos incluye una trayectoria libre de entrada bajo laboquilla de alimentación igual al área transversal de la boquilla mostrada en laFig.1. Cuando se usa una boquilla de entrada más grande, se puede obtener unespacio extra de entrada abocinando la boquilla de entrada en su base, oeliminando los tubos que de ordinario están situados cerca de la boquilla deentrada.Cabeza flotante empacada. Otra modificación del intercambio 1-2 de cabezaflotante es el intercambiador de cabeza flotante empacada, que se muestra en laFig. 15. Este intercambiador tiene una extensión en el cabezal de tubos flotante,que se confina mediante un estopero. 15
  16. 16. Aun cuando es enteramente satisfactorio para corazas hasta de 36 plg DI, los estoperos mayores de esta medida no se recomiendan para presiones altas o en servicios sujetos a vibración. Figura15. Intercambiador1-2 de cabeza flotante empaquetada Intercambiadores con tubos en U. Los intercambiadores 1-2 mostrados en la Fig. 16. están formados por tubos que se doblan en forma de U y se rolan después en el espejo o cabezal de tubos. Los tubos pueden dilatarse libremente, eliminando la necesidad del cabezal de tubos flotante, la tapa del cabezal, la brida de la coraza y la tapa removible de esta última. Se pueden instalar deflectores de la manera convencional en arreglos tubulares cuadrados o triangulares. El diámetro más pequeño al cual se puede doblar un tubo sin deformar el diámetro exterior en un doblez en U, es de tres a cuatro veces el diámetro exterior del tubo. Esto significa que de ordinario es necesario omitir algunos tubos en el centro del haz, dependiendo de la distribución. Figura16 Intercambiador 1- 2 de cabeza flotante empaquetada Una modificación interesante del intercambiador con tubos en U se muestra en laFig.17. 16
  17. 17. Emplea un doble cabezal de tubos estacionarios y se usa cuando la fuga del líquidopor uno de los cabezales al unirse con el otro fluido puede ocasionar serios daños porcorrosión. Usando dos cabezales de tubos con una franja de aire entre ellos, cualquier fluidoque se escape a través de los espejos tiene salida a la atmósfera. De esta manera, ningunade las corrientes puede contaminar la otra como resultado de fuga, excepto cuando secorroe el tubo mismo. Aun la falla de los tubos puede prevenirse aplicando una prueba de presiónperiódicamente. Figura 17. Intercambiadores de tubos en U con doble cabezalIV. CALCULO DE LOS INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CORAZA IV.1Cálculo del coeficiente global de transferencia de calor Por lo que el intercambiador está aislado térmicamente entonces se puede considerar que el intercambiador se comporta como una pared cilíndrica, teniendo en cuenta las resistencias de conducción y convección entre fluidos. IV.2Factor de incrustación Durante la operación normal de un intercambiador de calor, a menudo las superficies están sujetas a la obstrucción por impurezas, formación de moho; este efecto se puede tratar mediante la introducción de una resistencia térmica adicional denominada factor impureza. .su valor depende de la temperatura de operación y que esta tabulado para diferentes fluidos. 17
  18. 18. IV.3 Coeficientes de película del lado de la coraza. Los coeficientes de transferencia de calor fuera del haz de tubos se refierencomo coeficientes del lado de la coraza. Cuando el haz de tubos emplea deflectores para dirigir el flujo del fluido dela coraza a través de los tubos, desde la parte superior a la parte inferior, loscoeficientes de transferencia de calor son mayores que para el flujo libre a lo largode los ejes de los tubos. Los mayores coeficientes de transferencia se originan por un aumento en laturbulencia. En un arreglo cuadrado, como se ve en la Fig. 18, la velocidad del fluido estásometida continuas fluctuaciones debido a la reducción en área entre los tubosadyacentes comparada con el área de flujo entre las hileras sucesivas. En los arreglos triangulares hay todavía mayor turbulencia debido a que elfluido que fluye entre los tubos adyacentes a alta velocidad golpea directamente enla hilera siguiente. Figura 18 Flujo a través de un haz de tubos Esto indicaría que, cuando la caída de presión y limpieza son de pocasconsecuencias, el arreglo triangular es superior para alcanzar valores altos delcoeficiente de película en el lado de la coraza. Este es actualmente el caso, y bajocondiciones comparables de flujo y tamaño de tubos, los arreglos triangulares dancoeficientes cercanos a los 25% mayores que el arreglo en cuadro. Algunos factores no tratados en los capítulos precedentes tienen influenciaen la razón de transferencia de calor en el lado de la coraza. Suponga que lalongitud del haz está dividida por seis deflectores. 18
  19. 19. Todo el fluido viaja a través del haz siete veces. Si se instalaran diezdeflectores en la misma longitud del haz, se requeriría que el haz fuera cruzado untotal de once, veces, los espaciados más cerrados causan mayor turbulencia. Además de los efectos del espaciado de los deflectores, los coeficientes dellado de la coraza son también afectados por el espaciado de los tubos, tamaño deellos, tolerancias y características del flujo del fluido. Aún más, no hay verdadera área de flujo mediante la cual la masa velocidadpueda ser computada puesto que el área de flujo varía a través del diámetro del hazde tubos con las diferentes tolerancias para los tubos en cada hilera longitudinal deellos. La correlación obtenida para los fluidos que fluyen dentro de los tubosobviamente no es aplicable a los fluidos fluyendo sobre un banco de tubos con deflectores segmentados, de hecho, esto se comprueba por experimentos. Sin embargo, al establecer un método de correlación se retuvo el factor detransferencia de calor jH = (hD/k) (cμ/k)-1/3(μ/μω)-0.14 vs. DG/μ,, de acuerdo con lasugestión de McAdams,2 pero usando valores ficticios para el diámetroequivalente D, y la masa velocidad G, según la discusión siguiente es unacorrelación de datos industriales que da resultados satisfactorios para loshidrocarburos, compuestos orgánicos, agua, soluciones acuosas y gases, cuando elbanco de tubos emplea deflectores con espaciados aceptables entre deflectores ytubos y entre deflectores y corazas.La ecuación posee curvatura, no puede evaluarse en la forma simple De modo que la constante de proporcionalidad y el exponente del númerode Reynolds varían en la práctica. Sin embargo, para valores de Re de 2000 a 1000 000.Los datos serepresentan con bastante exactitud por la ecuación. 19
  20. 20. IV.4Masa-velocidad lado de la coraza. La velocidad lineal y de masa del fluido cambia continuamente a través delhaz de tubos, ya que el ancho de la coraza y el número de tubos varía de cero en laparte superior y en el fondo a un máximo en el centro de la coraza. El área transversal de flujo para el lado de la coraza as La masa velocidad esIV.5 Diámetro equivalente lado de la coraza. Por definición, el radio hidráulico corresponde al área de un círculoequivalente al área de un canal no circular y consecuentemente en un plano aángulos rectos a la dirección del flujo. Donde PT es el espaciado de los tubos, d0 es el diámetro exterior del tubo. Para el arreglo en triángulo mostrado en la Fig. 19. el perímetro húmedo delelemento corresponde a medio tubo. Figura19. Arreglo en cuadro y triangulo 20
  21. 21. Podría aparecer que este método de evaluar el radio hidráulico y eldiámetro equivalente, no distingue entre los porcentajes relativos de flujo a ángulorecto al flujo axial, esta apreciación es correcta. Es posible, usando la misma coraza, tener igual masa velocidad, diámetrosequivalentes, y números de Reynolds, usando una cantidad de fluido mayor y unespaciado también mayor de los deflectores o una cantidad pequeña de fluido ymenor espaciado en los deflectores, aun cuando las proporciones de flujo a ángulorecto a flujo axial difieran. Aparentemente, donde el rango de espaciado de los deflectores estárestringido entre el diámetro interior y un quinto del diámetro interior de lacoraza, la importancia del error no es tan grande que permita su correlación.IV.6 La diferencia verdadera de temperatura Δt en un intercambiador 1-2. Una gráfica típica Fig. 20. de temperatura vs longitud para unintercambiador que tiene un paso en la coraza y dos en los tubos. El métodoempleado aquí es una modificación de la derivación de Underwood y se presentaen la forma final propuesta por Nagle y Bowman, Mueller y Nagle. Figura 20. Relaciones de temperatura en un intercambiador 1-2 21
  22. 22. La temperatura del fluido en la coraza puede sufrir cualquiera de dosvariaciones cuando se desplaza de la entrada a la salida cruzando el haz de tubosvarias veces en su trayectoria: (1) Se induce tal turbulencia que el fluido de lacoraza se encuentra completamente mezclado a cualquier longitud X de la toberade entrada, o (2) se induce tan poca turbulencia que hay una atmósfera detemperatura selectiva alrededor de los tubos en cada paso de tubosindividualmente. Los deflectores y la naturaleza turbulenta del flujo a través delhaz de tubos parece eliminar (2) de manera que (1) se toma como la primera de lassuposiciones para derivar la diferencia verdadera de temperatura en unintercambiador 1-2. Las suposiciones son:1. La temperatura del fluido en la coraza está a una temperatura isotérmica promedio en cualquier sección transversal.2. El área de calentamiento en cada paso es igual.3. El coeficiente total de transferencia de calor es constante.4. La razón de flujo de cada uno de los fluidos es constante.5. El calor específico de cada fluido es constante.6. No hay cambios de fase de evaporación o condensación en una parte del intercambiador.7. Las pérdidas de calor son despreciables.El balance de calor se obtiene considerandoConDonde se tiene que modificar utilizando el factor de correcciónSiendo 22
  23. 23. IV.7 Caída de Presión en intercambiadores de calor multitubulares en el ladode la carcaza.La pérdida de presión en la carcaza es proporcional a: número de veces que el fluido cruza el haz de tubos = N+1 longitud del tubo Siempre el número de deflectores, N, es un número par si las 2 boquillas de lacarcaza están en lados opuestos y N es impar si las 2 boquillas están al mismo lado. La ecuación para caída de presión de fluidos que se calientan o enfrían y queincluye las pérdidas en las boquillas de entrada y salida es:S: gravedad especifica.f: factor de fricción. : Relación de viscosidades.IV.8 EN LOS TUBOS En este caso es aplicable la ecuación de Fanning, pero dado que ella seaplica principalmente a un fluido isotérmico, Sieder y Tate desarrollaron unacorrelación de pérdida de carga para fluidos que se enfrían o calientan en tubos:Donde:n : número de pasos por los tubos.L: longitud del tubo. Para Re > 2100. El cambio de dirección en el cabezal de retorno introduce una pérdida depresión adicional por el lado de los tubos, equivalente a:Donde:V: velocidad en pie/ss : gravedad especificagc : factor de conversión 23
  24. 24. Luego la caída de presión total del lado de los tubos será la suma de lapérdida debida a los tubos propiamente tales más la provocada por el cambio dedirección:IV.9 MÉTODO DE LA TEMPERATURA MEDIA LOGARÍTMICO: Para diseñar y predecir el rendimiento de un intercambiador de calor esesencial relacionar la transferencia total de calor con la temperatura de entrada ysalida de fluido, el coeficiente global de transferencia de calor, y el área superficialtotal.Aplicando un balance de energía Donde i es la entalpia del fluido. Los subíndices h y c se refiere a los fluidoscaliente y frio, en tanto que i y o designa las condiciones de entrada y salida delfluido. Si los fluidos no experimentan cambio de fase y se suponen caloresespecíficos constante. y Se puede obtener otra expresión útil al relacionar la transferencia total ecalor q con la diferencia de temperaturas entre los fluidos caliente y el frio. Tal expresión seria una extensión de la ley de enfriamiento de newton, sinembargo como la varia con la posición en el intercambiador de calor, esnecesario trabajar con una ecuación de flujo de la forma.Donde es una diferencia de temperatura media apropiadaPara el intercambiador de flujo paraleloPara el intercambiador en contra flujo. 24
  25. 25. Para las configuraciones de flujo cruzado - casco - tubos es necesario introducir in factor de corrección, en la temperatura media logarítmica. Los valores de F se presentan en tablas o diagramas. En dichos gráficos se entra con dos valores P y R. Donde F está en función de estos dos valores: F=f (P, R) T: temperatura del fluido caliente t: temperatura del fluido frio Se emplea entonces la modificación de la diferencia de temperatura media logarítmica La expresión de potencia térmica quedaV. NORMAS DE DISEÑOV.1. CODIGOS EMPLEADOS El diseño mecánico de recipientes a presión, como el de la gran mayoría de losequipos para procesos industriales, se encuentran regidos por diferentes normas ycódigos. Para el caso de los cambiadores de calor tubo y coraza, que es el tema del que nosocuparemos, el código más empleado es el ASME Boiler and Pressure Vessels Code(Código para Calderas y Recipientes a Presión de la Sociedad Americana de IngenierosMecánicos). La aplicación de dicho código, requiere de un amplio criterio para la interpretacióncorrecta del mismo en el diseño. Asimismo existen las normas “TEMA” (Standard ofTubular Exchangers Manufactures Association) cuya finalidad es regular los criterios dediseño y fabricación de los equipos que nos ocupan.V.1.1. CODIGO ASME El código ASME es un conjunto de normas, especificaciones, fórmulas de diseño ycriterios basados en muchos años de experiencia, todo esto aplicado al diseño,fabricación, instalación, inspección, y certificación de recipientes sujetos a presión. 25
  26. 26. Fue creado en los Estados Unidos de Norteamérica en el año de 1907, por iniciativade varias compañías de seguros con el fin de reducir pérdidas y siniestros. El comité quelo forma está constituido por ingenieros de todas las especialidades y de todos lossectores, con el fin de mantenerlo siempre actualizado.El código ASME se encuentra dividido en las siguientes secciones:SECCION I Calderas de Potencia.SECCION II Especificación de Materiales.SECCION III Recipientes para Plantas Nucleares.SECCION IV Calderas de Calentamiento.SECCION V Pruebas No Destructivas.SECCION VI Cuidado y Mantenimiento de Calderas de Calentamiento.SECCION VII Cuidado y Mantenimiento de Calderas de Potencia.SECCION VIII Recipientes a Presión (Div. 1 y Div. 2).SECCION IX Procedimientos para Calificar Soldaduras.SECCION X Recipientes a Presión de Fibra de Vidrio con Plástico.SECCION XI Reglas para Inspección de Sistemas de Enfriamiento de Reactores Nucleares.Siendo SECCION VIII la que rige los equipos que trataremos en este trabajo, ladescribiremos brevemente.La SECCION VIII se encuentra constituida por la DIVISIÓN 1 Y LA DIVISIÓN 2.DIVISIÓN 1 Esta a su vez está dividida en tres subsecciones: La subsección “A” que cubre losrequisitos generales para todos los recipientes sujetos a presión, la subsección “B”, quecubre los requisitos específicos para los diferentes métodos utilizados en la fabricación dedichos recipientes y la subsección “C”, que cubre los requisitos específicos para losmateriales empleados en la fabricación. En sí, la DIVISIÓN 1 es un compendio de normas de diseño para las partesconstitutivas de los recipientes sometidos a presión, las cuales están basadas en la teoríade membrana. Las fórmulas mandatorias que determinan los espesores en todas las partessujetas a presión, obedecen a los esfuerzos directos permisibles, basados en 1/4 de Ft(Esfuerzo último a la tensión). Los criterios anteriores, se contemplan para equipos, cuyapresión no exceda 3,000 Lb/pulg2.DIVISIÓN 2 Esta división cubre solamente a los recipientes que son instalados en unalocalización determinada y para un servicio específico, donde exista un estricto control delos materiales, operación, construcción y mantenimiento. En relación a la División 1, ésta es más restrictiva en la selección de los materialesy aunque el valor de la intensidad de los esfuerzos permisibles, se basa en 1/3 de Ft, exigeuna evaluación de esfuerzos en todos los elementos que constituyen el equipo, siendoaplicable esta división para aquellos cuya presión es 3,000 Lb/pulg2 o mayor. 26
  27. 27. V.1.2 NORMAS TEMA (STANDARD OF TUBULAR EXCHANGERS MANUFACTURERSASSOCIATION) ORIGEN.- Las causas que motivaron la realización de estos estándaresesencialmente fueron, asociar a los fabricantes de cambiadores de calor en los EstadosUnidos de Norteamérica, con la finalidad de unificar sus criterios en la solución de losproblemas presentados por los usuarios de equipos que constantemente reclamaban porla calidad y tolerancias proporcionadas en el diseño y fabricación de los mismos.CONTENIDO GENERALEstas normas se han dividido en las partes siguientes:* Nomenclatura* Tolerancias de Fabricación* Fabricación en General, Información Necesaria* Instalación, Operación y Mantenimiento* Normas Mecánicas “TEMA“CLASE R”* Normas Mecánicas “TEMA“CLASE C”* Normas Mecánicas “TEMA“CLASE B”* Especificación de Materiales* Normas Térmicas* Propiedades Físicas de Fluidos* Información General* Prácticas Recomendadas Con respecto a las Normas Mecánicas, es importante señalar que las diferentesCLASES se desarrollan con las mismas partes; sin embargo, su diferencia radicaprincipalmente en factores de diseño para cada una de ellas. Por otra parte conviene indicar que siempre se deberá especificar la categoría(CLASE), que desea emplearse de estas normas. Por ejemplo TEMA “R”, TEMA “B” o TEMA“C”, pero nunca especificar solamente TEMA, ya que carecería de sentido. La CLASE “R”, es parte de las normas donde los requisitos de diseño, fabricación ymateriales son los más estrictos. Esta CLASE se especifica generalmente para condiciones severas de operación yprocesos de petróleo. La CLASE “C”, se especifica para procesos y aplicaciones generales, siendo losrequisitos menos estrictos que para el caso anterior. Esto último se aplica también para laCLASE “B” con la única diferencia que los equipos clasificados para esta categoríageneralmente se encuentran en procesos químicos. 27
  28. 28. V.2. ASPECTOS GENERALES El equipo de transferencia de calor se define tomando en consideración la funciónque desempeña dentro de una planta industrial. El cambiador de calor tiene como función principal, como su nombre lo indica,intercambiar calor entre dos o más corrientes en un proceso determinado. Como parteintegrante de una planta de proceso industrial, su función es determinante en todas lasetapas. El cambiador de calor se clasifica principalmente bajo dos consideraciones; por sufuncionamiento térmico y por su tipo de construcción. Por su funcionamiento térmico, se clasifica de la siguiente manera: Evaporadores Rehervidores Calentadores Precalentadores Condensadores Enfriadores Postenfriadores Reactores, Etc. Por su tipo de construcción, se identifican como sigue: Cambiadores de tubo y coraza o envolvente Cambiadores de tubos concéntricos Cambiadores de Multitubos Cambiadores enfriados por aire Cambiadores de placas, etc. Para efectos de este curso, estudiaremos el tipo de mayor difusión y uso en nuestraIndustria Petrolera, el de tubos y coraza. Este, con su amplio rango de servicio y su alta resistencia a diversas condiciones deoperación, ha propiciado el desarrollo de una tecnología bastante amplia para este tipo deconstrucción. Con el objeto de visualizar más a fondo este tipo de construcción, haremos unaclasificación menos generalizada, en la cual tomaremos en consideración las ventajas ydesventajas que cada uno presenta para determinados servicios.Cambiador de Calor Tipo Espejos-FijosVentajas: Construcción económica y un mínimo de juntas empacadas, reduciendo conesto las posibilidades de fuga. 28
  29. 29. Desventajas: La coraza y el exterior de los tubos del haz, no pueden ser limpiadores pormedios mecánicos, ni ser inspeccionados físicamente. Problemas estructurales originadospor la expansión diferencial entre la coraza y el haz de tubos para gradientes detemperatura considerables.Cambiador de Calor de Tubos En “U”Ventajas: Maneja fluidos de alta presión y temperatura lado tubos, absorbe librementelas expansiones térmicas y su costo es relativamente bajo.Desventajas: Dificultad para limpiar mecánicamente el interior de los tubos y limitaciónen el número de pasos (lado tubos).Cambiadores de Calor de Cabezal Flotante Ventajas: Amplias facilidades de inspección, mantenimiento y reparación, eliminaproblemas de expansión diferencial por efectos térmicos entre tubos y coraza mediante ellibre desplazamiento del cabezal flotante. Desventajas: Mayor costo de fabricación que en los casos anteriores y un númeroconsiderable de juntas empacadas que lo hacen poco recomendable para el manejo defluidos tóxicos o peligrosos.V.3. NOMENCLATURA E IDENTIFICACIÓN DE CAMBIADORES DE CALOR La nomenclatura utilizada por “TEMA”, adopta tres literales que representan: La primera, el tipo de cabezal de distribución o entrada, la segunda, el tipo decoraza y la tercera, el tipo de cabezal de retorno. Ver Fig. I.1. Así por ejemplo, un cambiador de calor del tipo “AES”, estará constituido por uncabezal de distribución “A”, una coraza “E” y un cabezal de retorno “S”. El tamaño de un cambiador de calor se indica por dos números: el primerorepresenta el diámetro interior de la coraza y el segundo la longitud recta de los tubos detransferencia.V.4. ELEMENTOS CONSTITUTIVOS DE UN CAMBIADOR DE CALOR El nombre que recibe cada uno de los elementos que constituye un cambiador decalor de tubos y coraza, se proporciona en las Figs. I.2. y I.3., de los cuales se describiránlos de mayor importancia.CORAZA Es un cuerpo cilíndrico construido de una sola pieza que puede ser un tubo sincostura o una placa rolada que contendrá en su interior el haz de tubos y a través de loscuales circula el fluido que baña el exterior de los tubos de dicho haz. 29
  30. 30. HAZ DE TUBOS Es el elemento formado por los tubos de transferencia, situado en el interior de lacoraza y orientado paralelamente a ella. Consta también de mamparas, cuya función además de soportar los tubos, es crearturbulencias y dirigir el fluido que circula por el exterior de los tubos mismos.ESPEJOS El haz de tubos remata sus extremos en placas perforadas llamadas espejos, quesirven por una parte como elemento divisores entre el flujo del lado coraza y el flujo dellado tubos y por otra parte como elementos de sujeción de los tubos; estos cruzan elespejo a través de sus perforaciones y sellan expansionados contra los espejos o medianteuna soldadura perimetral en los extremos de los tubos para unirlos a los espejospermanentemente.TUBOS DE TRANSFERENCIA Son tubos de longitud normalizada por “TEMA”, cuyo diámetro nominalcorresponde a su diámetro exterior y su espesor varía según el calibradorBirmingham, que en la práctica se conoce como BWG del tubo.CABEZAL DE DISTRIBUCIÓN Elemento similar a la coraza, cuya función es recibir el fluido que ha de circular porel interior de los tubos, distribuirlo y recolectarlo para mandarlo fuera de el.CABEZAL FLOTANTE Está constituido por una tapa que se fija al espejo flotante por medio de pernos yun anillo dividido, teniendo como función retornar el fluido que circula por el interior delos tubos hacia el cabezal de distribución o bien mandar el fluido fuera del cambiadorcuando este cuenta con un solo paso lado tubos. 30
  31. 31. 31
  32. 32. 32
  33. 33. 33
  34. 34. VI. CALCULO DE UN INTERCAMBIADOR DE CORAZA Y TUBO DE AGUA DESTILADAY AGUA CRUDA.VI.1Condiciones de operaciónDatos:Agua destiladaAgua cruda como refrigeranteLado de la corazaDI = 151/ plg (DIAMENTRO INTERIOR)Espaciado de los deflectores = 12 plgNUMERO DE PASOS (Nº) =1Lado de los tubosNúmero y longitud = 160, 16’0”Espaciado de DE, BWG, paso = 3/4 plg, 18 BWG, 15/16 de plg en triánguloPaso =2(1) Balance de calor:Agua destilada, Q = 175 000 X l(93 - 85) = 1400 000 Btu/hAgua cruda, Q = 280 000 x l(80 - 75) = 1400 000 Btu/h(2) : fluido caliente fluido frio diferencia 93 alta temperatura 80 13 85 baja temperatura 75 10 8 diferencias 5 3VI.2 Cálculo de la temperatura por el método de media logarítmica: 34
  35. 35. Donde:Reemplazando los datos del cuadro se obtiene(Temperatura media logarítmica)MLDT = 11.4ºFFactor de corrección deEn tablas (Factor de corrección MDLT para intercambiadores de calor) 35
  36. 36. (Factor de corrección)Fr = 0.945(3) El promedio de temperaturas de 89 y 77.5ºF será satisfactorio para losrangos reducidos y y tomadas como 1.0. Probar el fluido caliente dentro de la corazacomo experimento, puesto que es el más pequeño de los dos.Fluido caliente: coraza, agua destilada(4’)(5’)(6’) A , 36
  37. 37. (7’) con la tabla obtenemos que es el factor de transferencia de calor(8’) A , de tablas(9’)(10’) (11’)(12’) las pequeñas diferencias entre las temperaturas promedio eliminan lanecesidad de corrección en la pared del tubo y .Fluido frio: tubos, agua cruda(4)(5) Velocidad(6) A =77.5 º F, =0.054 pie (9)(13) coeficiente totalCuando ambos coeficientes de película son altos, la resistencia del tubo metálico nonecesariamente es insignificante como se supuso en la derivación de la ecuación.Para tubo de 18 BWG, y para cobre . 37
  38. 38. (14) coeficiente total de diseño SUPERFICIE EXTERNA / pie, a’’=0.1963(15) factor de obstrucción :SUMARIO 1010 h exterior 1155 Uc 537 Ud 259 Rd calculado 0.0020 Rd requerida 0.002Caída de presión(1`) paraDel diagrama se obtiene f (factor de friccion) 38
  39. 39. (2’) No, de crucesN+1= 12L/B=12*16/12=16(3’)Verificando para el fluido frio (1)Para Del diagrama se obtiene f (factor de fricción) f= 0.00019(2) 39
  40. 40. (3) determinar(4)VI.2 SOLUCIÓN POR MEDIO DE EL SOFTWARE EESPor lo tanto la caída de presión esta en intervalo deseado donde , son caídastotales de presión, lado de los tubos y de retorno. "Diseño de un intercambiador de calor de coraza y tubo para agua destilada y agua cruda""1.1.- condiciones de operación"T_ent_aire=34[°C]T_sal_aire=29[°C]P_entr_aire=0,2[MPa]T_ent_enfri_agua=25[°C]m_dot_aire=2,7[Kg/s]m_dot_agua=3,0[Kg/s]P_entr_agua=0,5[MPa]a=0,56[m] "ancho del ducto"b=0,5[m] "altura del ducto"c=1[m]"1.2.- Balance Térmico"Cp_aire=CP(Air;T=T_ent_aire)Q_ICCA=m_dot_aire*Cp_aire*(T_ent_aire-T_sal_aire)h_1=enthalpy(water;P=P_entr_agua;T=T_ent_enfri_agua)h_2=h_1+(Q_ICCA/m_dot_agua)T_2=temperature(water;h=h_2;P=P_entr_agua)T_media_agua=0,5*(T_ent_enfri_agua+T_2) 40
  41. 41. T_media_aire=0,5*(T_ent_aire+T_sal_aire)"Propiedades fisicas para el agua"rho_media_agua=DENSITY(Water;T=T_media_agua;P=P_entr_agua)v_med_agua=volume(water;T=T_media_agua;P=P_entr_agua)K_med_agua=CONDUCTIVITY(Water;T=T_media_agua;P=P_entr_agua)visco_cinem_med_agua=VISCOSITY(Water;T=T_media_agua;P=P_entr_agua)*v_med_aguaPr_med_agua=PRANDTL(Water;T=T_media_agua;P=P_entr_agua)"Propiedades fisicas para el aire"rho_media_aire=DENSITY(air;T=T_media_aire;P=P_entr_aire)v_med_aire=volume(air;T=T_media_agua;P=P_entr_aire)K_med_aire=CONDUCTIVITY(air;T=T_media_aire)visco_cinem_med_aire=VISCOSITY(air;T=T_media_aire)*v_med_airePr_med_aire=PRANDTL(air;T=T_media_aire)difus_med_aire=SOUNDSPEED(Air;T=T_media_aire)"1.3.Caracteristicas constructivas del Intercamvbiador decalor""Tubo interno""material: acero al carbono para uso de generadores de vapor"d_interno=0,020[m]e_pared=2,5*10^(-3)"[m]""Tubo externo con aletas en espiral""material;aluminio"d_tubo_aletas=0,028[m]h_aleta=0,0135[m]S_A=0,003[m] "Paso entre aletas"e_aleta=8*10^(-4) "[m]""espesor medio de aleta"R_contc=1,89*10^(-4) "[m^2.K/W]""1.3.1.-Caracteristicas geometricas relativas de los tubosaletados"L_A=1[m] "metro lineal"L_T=0D_exter_aleta=d_tubo_aletas+2*h_aleta "[m]""Area de la superficie de las aletas en un metro de longituddel tubo"A_A1=(pi/2)*(D_exter_aleta^2-d_tubo_aletas^2+2*D_exter_aleta*e_aleta)*(L_A/S_A)"Area de la superficie del tubo que no esta ocupada por lasaletas"A_T1=pi*d_tubo_aletas*(L_A*(1-(e_aleta/S_A))+L_T) 41
  42. 42. "Area de la superficie externa por aletas"A_1=A_A1+A_T1Relacion_A_A1_A_1=(A_A1/A_1)Relacion_A_T1_A_1=(A_T1/A_1)"Area de la superficie del tubo que sostiene las aletas"A_sost=pi*d_tubo_aletas*L_A "m^2""Area de la superficie interna del tubo que sostiene lasaletas"A_int=pi*d_interno*L_A "m^2"Relacion_A_1_A_int=(A_1/A_int)Relacion_A_1_A_sost=(A_1/A_sost) "Coeficiente dealeteado""1.3.2.- Dimensiones del conducto de aire y pasos entre lostubos"z_1=9 "numero maximo de tubos aleteados"S_1=a/(z_1+0,5) "paso transversal entre tubos"S_2=(sqrt(3)/2)*S_1 "paso longitudinal entre tubos"S_dot_2=S_1 "paso diagonal"Relacion_S_1_d_tubo_aletas=(S_1/d_tubo_aletas)Relacion_S_2_d_tubo_aletas=(S_2/d_tubo_aletas)Relacion_S_dot_2_d_tubo_aletas=(S_dot_2/d_tubo_aletas)Relacion_S_1_S_2=(S_1/S_2)"1.3.3.- Velocidad del aire libre para el paso del aire"d_rel=d_tubo_aletas+(2*h_aleta*e_aleta/S_A)trinch_rel=(S_1-d_rel/S_dot_2-d_rel)"Cuando trinch_rel <2 el area minima libre se ubica en el planodel paso tranversal"L_s_c=0,5[m]F=a*b-z_1*L_s_c*d_rel "m^2"Vel_aire=(m_dot_aire*v_med_aire)/F "[m/s]""1.3.4.- Velocidad media y area libre para el paso del agua"n_x=2 " para arreglo de tubo de trinagulos"z_p=n_x*z_1f_tubo=z_p*(pi*d_interno^2/4)Vel_agua=(m_dot_agua*v_med_agua)/f_tubo "[m/s]""1.4.- Calculo del area de la superficie del intercambiador decalor" 42
  43. 43. C_efectividad=0,95 "Coeficiente de efectivida Termica"R_t=R_contc "Resistencia térmica por contacto en laforntera acero aluminio"C_z=1,0 "numero de filas de tubos transversales enel banco de tubo"E_prima=0,9 "Eficiencia posible a corregir"T_aluminio=(T_media_aire-(T_media_aire-T_media_agua))*E_primaK_aluminio=k_(Aluminum; T_aluminio)"7.4.1.Coeficiente de conveccio relativo h_rel"X=Relacion_S_1_S_2-(1,26/Relacion_A_1_A_sost)-2n=0,7+0,08*tanh(X)+0,005*Relacion_A_1_A_sostC_q=(1,36-tanh(X))*((1,1/(Relacion_A_1_A_sost+8))-0,014)h_c=1,13*C_z*C_q*(K_med_aire/d_tubo_aletas)*((Vel_aire*d_tubo_aletas/visco_cinem_med_aire)^n)*(Pr_med_aire^0,33)m=sqrt((2*h_c)/(e_aleta*K_aluminio))h_aleta_relativa=h_aleta*(1+(0,191+0,054*(D_exter_aleta/d_tubo_aletas))*ln(D_exter_aleta/d_tubo_aletas))E=tanh(m*h_aleta_relativa)/(m*h_aleta_relativa)Coef_correc_efectividad=1-0,016*(D_exter_aleta/d_tubo_aletas-1)*(1+tanh(2*m*h_aleta-1))u_A=1 "Coeficiente de aletas"h_realtivo=(Relacion_A_A1_A_1*E*u_A*Coef_correc_efectividad+Relacion_A_T1_A_1)*h_c "[W/m^2.K]""1.4.2.- Coeficente de conveccion de la pared hacia el fluidointerno h_2"A_dot=100[m^2] "Area asumida"h_dot_2=3500[W/m^2.K] "conveccion asumida"T_dot_w=T_media_agua+(Q_ICCA/A_dot_int)*(10^3/h_dot_2)u_w=VISCOSITY(Water;T=T_dot_w;P=P_entr_agua)u_f=VISCOSITY(Water;T=T_media_agua;P=P_entr_agua)Re_f=(Vel_agua*d_interno)/visco_cinem_med_aguaK=1+(900/Re_f)si=(1,82*log10(Re_f)-1,64)^(-2)A_dot_int=A_dot/Relacion_A_1_A_intC_tem=(u_f/u_w)^0,11landa=1,006h_2_salida=(K_med_agua/d_interno)*((0,125*si*Re_f*Pr_med_agua*C_tem)/(landa+4,5*(si^0,5)*((Pr_med_agua^0,666)-1))) "W/m^2.K" 43
  44. 44. U=(C_efectividad/((Relacion_A_1_A_int*(1/h_2_salida))+(Relacion_A_1_A_int*R_t)+(1/h_realtivo)))"7.4.3.- Diferencia media de temperatura"DeltaT_mayor=T_ent_aire-T_2DeltaT_menor=T_sal_aire-T_ent_enfri_aguaDeltaT=(DeltaT_mayor-DeltaT_menor)/(ln(DeltaT_mayor/DeltaT_menor))"7.4.4.- Superficie de intercambio de calor del aparato"A_trans=(Q_ICCA*10^3)/(U*DeltaT)A_int_nuevo=A_trans/Relacion_A_1_A_intT_w=T_media_agua+(Q_ICCA*10^3)/(A_int_nuevo*h_2_salida)"Como T_w es aprozximado a T_dot_w entonces C_tem no necesitacorreccion""Longitud del aluminio"L_aluminio=A_trans/A_1"Cantidad Total de tubos en el intercambiador"z=L_aluminio/L_s_c"Numero de filas de tubos transverasles"z_2=z/z_1"Profundidad del conducto de los gases"c_conducto=z_2*S_2"Numero real de tubos en el intercambiador"z_dot_real=z_1*(z_2+1)"Longitud real de los tubos aletados en el intercambiador"L_aluminio_real=L_s_c*z_dot_real"7.5.- Calculo de la caida de presione externa"Relacion_A_total_F=(pi*(d_tubo_aletas*S_A+2*h_aleta*e_aleta+2*h_aleta*(h_aleta+d_tubo_aletas)))/(S_1*S_A-(d_tubo_aletas*S_A+2*h_aleta*e_aleta))"Para un arreglo en triangulo con phi_relativo<2 se determinapor la formula"d_eq=2*(S_A*(S_1-d_tubo_aletas)-(2*h_aleta*e_aleta))/(2*h_aleta+S_A) "[m]"" Para el cálculo del coeficiente de pérdidas Co se utiliza enformula 3.2. que es valida en el caso de un banco de tuboscon arreglo en triangulo" 44
  45. 45. n_1=0,17*((Relacion_A_total_F)^0,25)*((S_1/S_2)^0,57)*(exp(-0,36*(S_1/S_2)))C_r=2,8*((Relacion_A_total_F)^0,53)*((S_1/S_2)^1,3)*(exp(-0,9*(S_1/S_2)))"Debido a que z2=18, es decir z2>6 Deacuerdo con la formula(3.2) se determina el coeficiente de pérdidas del banco detubos"C_dot_z=1C_op=1,1C_dot_o=C_dot_z*C_r*(((Vel_aire*d_eq)/visco_cinem_med_aire)^(-n_1))"Caida de presion externa en el intercambiador de calor "delta_H=C_op*C_dot_o*(z_2+1)*(rho_media_aire*(Vel_aire^2))/2 "[Pa]""7.6.- Calculo de la presio interna en el intercambiador"n_rec=(z_2+1)/2L_caliente_aluminio=L_s_c*n_recL_entr=0,3[m]n_cod=((z_2+1)/2)-1L_cod=pi*S_2L_seccion_fria=2*L_entr +L_cod*n_codL_total=L_caliente_aluminio+L_seccion_fria"Calculo de la cida de presion en el serpentin Psera)coeficiente de presion C_friccDeacuerdo con el apartado 4,4,2 para determinar Cfricc senecesita elegir el valor de la rugosidad absoluta de los tubosepsislon de la tabla 4,1, ya que la parte interna de laos tubosbimetalicos está hecha de acero al carbón tipo 20, apartado7,3, entonces epsilon=8,0,10^-5 m""La rugosidad relativa de los tubos será igual a "epsilon=8*10^(-5)d_cab=0,081[m] " Diametro decabezal interno"rug=d_interno/epsilon " Rugosidad""El límite de automodelacion de la ley resistencia para talvalor de la rugosidad relativa corresponde al siguiente limitede reynolds"Re_dot_f=560*rug"Debido a que el valor real del número de reynolds Ref apartado7,4,4 es inferior al valor límite" 45
  46. 46. "Re_f<Re_dot_f ,13358<140,10^4, entonces C_fricc debedeterminarse por la fig. 4,1 para Ref =13358 y rug = 250"C_fricc= 0,0325"Coeficiente de pérdidas de entrada, al tubo que se calienteC_ent en el caso de estudio tiene lugra un suministro lateraldel flujo hacia el cabezal de suministro (fig 4,3,2) por eso deacuerdo con el apartado 4,5,2, y la tabla 4,2"r_dia=d_interno/d_cab"Como r_dia>0,1 entonces"C_ent=0,7"Coeficiente de pérdidas de salida del tubo que se calientahacia el cabezal colector C_sal, que deacuerdo al partado4,5,3,y la tabla 4,3 "C_sal=1,1"Coeficiente de pérdida del codode acuerdo con el apartado4,5,4, la tabla 4,4 o la figura 4,4. El cambio de direccion delflujo en todos los codos se realiza en un misomo angulofi=180°, Deacuerdo al apartado 7,6,1,"Relacion_radios=S_2/d_interno"entonces de acuerdo con la tabla 4,4 "rho_f=1000n_cd=8C_cd=0,356"El coeficiente total de pérdidas de los codos del serpentin"u_f1=0,53"Caida de presión en el serpentin, debido a qeu la densidad delagua en toda la longitud del serpentin prácticamente permanececonstante, y su velocidad en las secciones caracteristicaspermanecen igual.la caida de presión en los tubos delintercambiador se puede determinar de la siguiente manera"deltaP_serp=(((C_fricc/d_interno)*L_total)+C_ent+(n_cd*C_cd)+C_sal)*(rho_f*(u_f1^2)/2)"Perdida de presion total en los suministros y colectores delintercambiador de calor" 46
  47. 47. "El area del colector del cabezal y del distribuidor son lasmismas por ello"A_cabezal=(pi*d_cab^2)/4"Las velocidades maximas en el colector del cabezal y deldistribuidor son las mismas por ello"Vel_max_agua=(m_dot_agua*v_med_agua)/A_cabezal"Cuando se tiene suministro lateral con seccion completaBdis=0.8 para el cabezal distribuidor""Cuando se tiene suministro lateral con seccion incompletaBdis=2.0 para el cabezal colector"B_distribuidor=0,8B_colector=2,0deltaP_distribuidor_cabezal=B_distribuidor*(rho_media_agua*Vel_max_agua^2)/2deltaP_colector_cabezal=B_colector*(rho_media_agua*Vel_max_agua^2)/2deltaP_cabezal=(2/3)*(deltaP_colector_cabezal-deltaP_distribuidor_cabezal)"Caida de presion interna total en el intercambiador de calor"deltaP_total=deltaP_serp+deltaP_cabezalS_dot_2_final=sqrt((1/4)*S_1^2+S_2^2) 47
  48. 48. 48
  49. 49. VII. CONCLUSIONES  La Temperatura de salida del aire y la transferencia de calor aumentarán al incrementar el número de líneas de tubos, y para un número fijo de líneas, se varían ajustando la velocidad del aire.  No existe mecanismo capaz de considerar todas las variables para la optimización de un condensador pero el mecanismo que hemos utilizado es de gran utilidad para diseño de condensadores con un óptimo rendimiento.  Si se construyera un prototipo se convertiría en una valiosa herramienta en el diseño del intercambiador de calor, ya ,que permitiría realizar mediciones previas para poder determinar con mayor precisión el valor de las temperaturas de pared a lo largo de los tubos, temperatura de los fluidos, perdidas de calor, los cuales son parámetros involucrados en el modelo de cálculo.  El método que escogimos fue el de la efectividad-nut, el cual nos ha sido de gran ayuda para poder diseñar con la mayor exactitud posible dejando entrever que es un método bastante difundido. 49
  50. 50. VIII. ANEXOS 50
  51. 51. IX. BIBLIOGRAFÍA TRANSFERENCIA DE CALOR (CUARTA EDICION). INCROPERA, DE WITT Editorial Pearson 1999 TRANSFERENCIA DE CALOR. J.P. HOLMAN Editorial McGraw-Hill / Interamericana de España, S.A. GUIA DE LABORATORIO DE MAQUINAS TERMICAS Universidad nacional de ingeniería Los valores de la Efectividad y NTU se presentan en forma de gráficos y diagramas (Páginas 694, 695, 697, "Transferencia de calor" - Autor: Junus A. Çengel - Editorial: McGraw-Hill ) 51

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