UNIVERSIDAD VERACRUZANA FACULTAD DE INGENIERÍA MECÁNICA ELÉCTRICA ZONA POZA RICA - TUXPAN

REDISEÑO DE LOS ENFRIADORES DE LA PLANTA GIRBOTOL DEL COMPLEJO PROCESADOR DE GAS POZA RICA

TESINA QUE PARA OBTENER EL TITULO DE:

INGENIERO MECANICO ELECTRICISTA P R E S E N T A N: MÁRQUEZ ARÉVALO MIQUEAS VICENTE LÓPEZ ERASMO

DIRECTOR DE TESINA M.C. ROGELIO CASTILLO GALVÁN

Poza Rica de Hidalgo, Veracruz

2002 1

ÍNDICE Página

INTRODUCCIÓN CAPITULO I

1.1.-Justificación

10

1.2.-Naturaleza, sentido y alcance de trabajo

11

1.3.-Enunciación del tema

12

1.4.- Explicación de la estructura de trabajo

13

CAPITULO II

DESARROLLO DEL TEMA

2.1.-Planteamiento del tema

.

2.2.-Marco contextual

15 16

2.3.-Marco teórico 2.3.1.- Conceptos básicos y definiciones 2.3.1.1.-Transmisión de calor

22

2.3.1.2.- Cambiadores de calor

26

2.3.1.3.- Descripción de partes

32

2

2.3.2.- Clasificación de los intercambiadores de calor 2.3.2.1.-Introducción

43

2.3.2.2.- Intercambiadores de calor por su construcción

43

2.3.2.2.- Intercambiadores de calor por la configuración geométrica

44

del flujo 2.3.2.3.- Intercambiadores de calor por el comportamiento de la

52

temperatura del fluido 2.3.2.4.- Intercambiadores de calor por su función

54

2.3.3.- Metodología de diseño 2.3.3.1.- Desarrollo historico del Método de Delaware

57

2.3.3.2.- Cálculo del intercambiador por el lado de la coraza

59

2.3.3.3.- Cálculo de la transferencia de calor y la perdida de presión

74

en el lado de la coraza 2.3.3.4.- Cálculo del intercambiador de calor por el lado de los tubos

96

2.3.3.5.- Cálculo de la pérdida de presión PT en el lado de los tubos

101

2.3.3.6.- Aplicación de la metodología de diseño para el cálculo

103

de los enfriadores de MEA pobre y rediseño de los mismo

2.3.4.- Comprobación de los cálculos mediante un programa computacional 2.3.4.1.- Introducción

139

2.3.4.2.- Comprobación. Enfriadores de solución monoetanolamina

140

(MEA) pobre 2.3.4.3.- Comprobación. Enfriadores de solución dietanolamina

142

(DEA) pobre 2.4.- Análisis crítico de los diferentes enfoques

154

CAPITULO III Conclusiones

156

BIBLIOGRAFÍA ANEXOS APÉNDICES 3

NOMECLATURA A

Área de transferencia de calor, en ft2.

af

Área de flujo, ft2.

Cpc

Calor especifico del fluido en el lado de la coraza, en BTU/lb °F.

Cpt

Calor especifico del fluido en el lado de los tubos, en BTU/lb °F.

Di

Diámetro interior de la coraza, en in.

di

Diámetro interior del tubo, en in.

de

Diámetro exterior del tubo, en in.

Dotl

Diámetro del haz de tubos, en in.

Dw

Diámetro equivalente de ventana, en in.

DMLT

Diferencia media logarítmica de temperatura.

DMLTc

Diferencia media logarítmica de temperatura corregida.

et

Espesor del tubo, en in.

f

Factor de fricción para un banco ideal de tubos en el lado de la coraza.

Fc

Fracción total de tubos en flujo cruzado.

fi

Factor de fricción para un banco ideal de tubos en el lado de la coraza.

Fsbp

Fracción de área de flujo cruzado disponible para flujo de recirculación.

Ft

Factor de corrección para la diferencia media logarítmica de temperatura.

g

Aceleración de la gravedad, en ft/s2.

Gt

Masa velocidad, en lb/h ft2.

hc

Coeficiente de transferencia de calor por el lado de la coraza, en BTU/ ft2 h °F

hcc

Coeficiente de transferencia de calor por el lado de la coraza corregido, en BTU/ ft2 h °F.

hi

Coeficiente interior

de

convección en el lado de los tubos, en

BTU/ft2 h °F. 4

hio

Coeficiente interior de convección corregido en el lado de los tubos, en BTU/ft2 °F

J*r

Factor de corrección básico por gradiente adverso de temperatura.

Jb

Factor de corrección para flujo de recirculación en el haz de tubos.

Jc

Factor de corrección por efecto de configuración del deflector.

Ji

Factor de corrección por efecto de la fricción del fluido en la coraza.

Jl

Factor de corrección por efecto de fugas en el deflector.

Jr

Factor de corrección por gradiente adverso de temperatura.

Js

Factor de corrección por espaciamiento desigual entre deflector a la entrada y a la salida.

K

Conductividad térmica del material del tubo, en BTU/ft h °F.

kc

Conductividad térmica del fluido en el lado de la coraza, en BTU/ft h °F.

kt

Conductividad térmica del fluido en el lado de los tubos, en BTU/ft h °F.

l

Longitud efectiva del tubo (entre espejos), en in.

lc

Corte del deflector, medido diametralmente, de coraza a deflector en in.

ls (B)

Distancia entre deflectores, en in

ls,I

Espaciamiento del deflector a la entrada, en in.

ls,O

Espaciamiento del deflector a la salida, en in.

n”

Constante para el factor Js.

n

Número de pasos por el lado de los tubos.

n’

Constante para el factor Rs.

Nb

Número de deflectores en el intercambiador.

Nc

Número de hileras de tubos en una sección de flujo cruzado.

Ncw

Número de hileras de tubos en una sección de ventana.

Nss

Número de sellos longitudinales en el lado de la coraza.

Nt

Número total de tubos en el intercambiador.

P

Espaciamiento entre tubos (Paso), en in.

Pn

Espaciamiento normal al flujo entre tubos (Paso normal), en in. 5

Pp

Espaciamiento paralelo al flujo entre tubos (Paso paralelo), en in.

Prt

Número de Prandtl.

Q

Flujo térmico, BTU/h.

R

Eficiencia térmica.

Rb

Factor de corrección por efecto de recirculación.

Rd

Factor combinado de obstrucción, en h ft2 °F/BTU.

ro

Factor externo de obstrucción h ft2 °F/BTU.

ri

Factor interno de obstrucción h ft2 °F/BTU.

Rec

Número de Reynolds en el lado de la coraza.

Ret

Número de Reynolds en el lado de los tubos.

Rl

Factor de corrección por efecto de pérdida de presión en los deflectores.

Rs

Factor de corrección por espaciamiento desigual entre los deflectores a la entrada y a la salida.

S

Capacidad calorífica.

Sm

Área de flujo cruzado, en in2.

Ssb

Área de fugas de coraza a deflector para un deflector, en in2.

Stb

Área de fuga de tubo a deflector para un deflector, en in2.

Sw

Área de flujo a través de la ventana, en in2.

Swg

Área total de la ventana, en in2.

Swt

Área de la ventana ocupada por los tubos, en in2.

t1

Temperatura de entrada del fluido en el lado de los tubos, en °F.

t2

Temperatura de salida del fluido en el lado de los tubos, en °F.

T1

Temperatura de entrada del fluido en el lado de la coraza, en °F.

T2

Temperatura de salida del fluido en el lado de la coraza, en °F.

Ud

Coeficiente

global de

transferencia

de calor de diseño, en

BTU/ ft2 h °F. Udc

Coeficiente

global

de

transferencia

de

calor

calculado, en

BTU/ ft2 h °F. Ul

Coeficiente global de transferencia de calor limpio, en BTU/ ft2 h °F.

Vt

Velocidad calculado del fluido por el lado de los tubos, en ft/s. 6

Vtp

Velocidad recomendada del fluido por el lado de los tubos, en ft/s.

W

Flujo másico del fluido en el lado de la coraza, en lb/h.

w

Flujo másico del fluido en el lado de los tubos, en lb/h.

Pbi

Pérdida de presión para una sección de flujo cruzado ideal, en lb/in2.

Pc

Pérdida de presión calculada en el lado de la coraza, en lb/in2.

Pcp

Pérdida de presión recomendado para el lado de la coraza, en lb/in2.

Pct

Pérdida de presión recomendada por el lado de los tubos, en lb/in2.

Pr

Pérdida de presión en la sección de retorno, en lb/in2.

PT

Pérdida de presión total calculada por el lado de los tubos, en lb/in2.

Pt

Pérdida de presión en la sección recta de lado de los tubos, en lb/in2.

Pwi

Pérdida de presión para una sección ideal de ventana, en lb/in2.

Pfc

Pérdida de presión para las secciones en flujo cruzado, en lb/in2.

Pe,s

Pérdida de presión para las secciones de entrada y salida, en lb/in2.

Psv

Pérdida de presión para las secciones de ventana, en lb/in2.

sb

Claro diametral de coraza a deflector, en in.

tb

Claro diametral entre el tubo y el deflector, en in.

c

Viscosidad media del fluido en el lado de la coraza, en lb/ft h.

t

Viscosidad media del fluido en el lado de los tubos, en lb/ft h.

wc

Viscosidad a la temperatura de pared del lado de la coraza, en lb/ft h.

wt

Viscosidad a la temperatura de pared del lado de los tubos, en lb/ft h. Angulo de corte del deflector, en radianes.

agua

Densidad del agua, en lb/ft3.

c

Densidad del fluido que circula por el lado de la coraza, en lb/ft3.

t

Densidad del fluido que circula por el lado de los tubos, en lb/ft3.

7

INTRODUCCIÓN

El funcionamiento eficiente de los intercambiadores de calor en plantas de proceso de la industria petrolera, principalmente en las ramas de refinación y petroquímica, es uno de los factores determinantes para alcanzar la meta de producción señalada para la planta industrial dentro de un periodo programado.

La eficiencia de estos equipos en operaciones prolongadas, puede obtenerse solo mediante unidades diseñadas y construidas adecuadamente, y de una programación de mantenimiento de acuerdo a su función e importancia en el proceso de la planta.

Por lo anterior, el objetivo de este trabajo es proporcionar un método de diseño para intercambiadores de calor en su forma manual y asistido por computadora como una herramienta de apoyo practico para estudiantes de ingeniería y diseñadores no experimentados.

8

CAPITULO 1

9

JUSTIFICACIÓN Uno de los problemas

principales que se tienen en plantas de proceso

industrial, es el de la trasmisión eficiente de calor. La tecnología industrial aprovecha las propiedades de la transmisión de calor, utilizando equipos o dispositivos, diseñados para elevar o bajar la temperatura de los productos del proceso. Estos se logra mediante el empleo de equipos denominados genéricamente “Intercambiadores de Calor”, combinando y aprovechando las diferentes fases cuando se manejan fluidos calientes o fríos.

Cuando se diseñan estos equipos lo que se busca es obtener una unidad con un rendimiento óptimo en cuanto a transferencia de calor, sujeto a ciertos criterios como son: 1) bajo costo de capital; 2) bajo costo de operación; 3) resistir las condiciones de servicio de la planta; y 4) facilidad de mantenimiento.

Este trabajo tiene como finalidad proporcionar material didáctico a estudiantes de Ingeniería o diseñadores no muy experimentados que deseen conocer las variables involucradas en el diseño de intercambiadores de calor.

10

NATURALEZA, SENTIDO Y ALCANCE DE TRABAJO Este trabajo proporciona las herramientas necesarias para el diseño térmico de un intercambiador de calor, así como las restricciones que tiene que afrontar el Ingeniero al proponer una unidad con un rendimiento aceptable.

El propósito de este trabajo es proporcionar un tratado de los parámetros fundamentales para un diseño térmico de intercambiadores de calor, así como presentar un programa por computadora que facilite los cálculos de diseño.

La información recopilada en este trabajo de tesina permitirá a los lectores conocer el procedimiento que se sigue para el diseño térmico de los cambiadores de calor, además se dará cuenta de la importancia que tiene el aprovechar los equipos disponibles en cualquier planta a su máxima capacidad.

11

ENUNCIACIÓN DEL TEMA Los intercambiadores de calor son equipos ampliamente usados en la industria de proceso. Pueden fabricarse para un amplio rango de fluidos, presiones y temperaturas, además sus configuraciones, así como sus materiales de fabricación varían de acuerdo al uso que vayan a tener.

El estudio de la transferencia de calor en intercambiadores de calor ha sido realizado por diferentes investigadores y todos ellos han hecho alguna aportación, mejorando cada vez más, los cálculos para el diseño.

La comparación de los intercambiadores de calor que se encuentran operando en la Planta endulzadora de gas amargo (CPG) contra un diseño realizado con el método de Delaware, nos permitirá saber si estos equipos cumplen con las especificaciones del proceso tanto de transmisión de calor como de caída de presión y si están trabajando a un rendimiento alto o bajo.

12

EXPLICACIÓN DE LA ESTRUCTURA DEL TRABAJO Los intercambiadores de calor son un tipo de equipos muy importantes dentro de los procesos industriales. En este trabajo se realiza un rediseño térmico de un cambiador de calor para sustituir un banco de cuatro cambiadores. Para esto se utiliza uno de los métodos de diseño más exactos que existen que es el método de Delaware. Para su desarrollo este trabajo se encuentra estructurado en tres capítulos cuyo contenido se describe a continuación:

CAPÍTULO Este capítulo contiene la Justificación del tema tratado, así mismo la naturaleza, sentido y alcance del trabajo y se hace la enunciación del tema.

CAPÍTULO En este capítulo se realiza el desarrollo del tema, se hace el planteamiento del tema de investigación, su marco contextual, es decir el espacio geográfico donde se llevó a cabo esta investigación y el contenido del marco teórico el cual esta dividido en cuatro temas con sus respectivos subtemas que son:  Conceptos básicos y definiciones  Clasificación de los intercambiadores de calor  Metodología de diseño  Comprobación de los cálculos mediante un programa computacional

CAPÍTULO Aquí se encuentran las conclusiones, bibliografía, anexos y apéndices. Esperando que este trabajo resulte de gran utilidad para todas aquellas personas interesadas en el tema de los intercambiadores de calor.

13

CAPITULO 2

14

PLANTEAMIENTO DEL TEMA Una de las necesidades que se tiene en la planta endulzadora de gas amargo es el enfriamiento de la solución de dietanolamina (DEA), después de que es regenerada en las torres reactivadoras y de haber cedido parte de su calor a la corriente de DEA rica, lo cual se dirige a dichas torres para ser regenerada. Para este fin se tiene instalados los cambiadores de calor EA-201 AB los cuales utilizan agua como medio de enfriamiento. La corriente de DEA que sale de dichos cambiadores es la que entra a las torres absorbedoras de gas amargo en donde una temperatura adecuada de la solución es necesaria para mantener alta la eficiencia de la absorción y no tener perdidas de la solución DEA por evaporación.

Por otra parte, debido a la disminución en la producción de gas que comprende las áreas de Poza Rica, San Andrés y Miquetla; se ha hecho necesario readecuar algunos equipos instalados en la planta. Un ejemplo de equipos que han sido afectados por la disminución en la carga lo son los enfriadores EA 201 AB los cuales por lo que se ha explicado anteriormente se deduce se encuentran sobrados en capacidad, por lo que un análisis comparativo de los mismos, nos daría la seguridad para saber a que capacidad se encuentra trabajando actualmente y si es factible reemplazarlo por un diseño que mejore el proceso de la planta.

15

MARCO CONTEXTUAL ANTECEDENTES

En el periodo de 1933 a 1935 fueron instaladas 3 pequeñas plantas de absorción. Para la recuperación de gasolina del gas, una Planta Estabilizadora de gasolina y una pequeña unidad de destilación, cuyo objetivo principal era el de producir combustibles para el equipo motor de ferrocarril local. Todas estas unidades fueron dadas de baja poco después de la Expropiación Petrolera. Estos son los orígenes del actual centro de trabajo.

En 1947 se puso en operación una Planta de Absorción y una Planta Desaladora y Estabilizadota de Crudo mismo que era enviado a las refinerías de Azcapotzalco, Salamanca y Tampico. En 1954 se instalo una nueva Planta de Absorción que recuperaba gas licuado y gasolina natural. Así mismo se instalo la Planta Deisobutanizadora (CO) que continua operando. En esta época se instalaron también los turbogeneradores que satisfacían la demanda de energía eléctrica así como la población de Poza Rica, Coatzintla y Tihuatlán.

En 1950 se instalaron y pusieron en marcha las primeras Plantas Endulzadoras de Gas, mejorándose con ello la calidad de los productos obtenidos, en esta etapa se construyo también la Planta Recuperadora de Azufre (CS), (TS).

Con el fin de incrementar la recuperación de Petróleo y Gas contenido en los yacimientos de la zona se implantó una recuperación secundaria a partir de inyección de agua tratada y libre de oxigeno, para ello en 1954 se instalo la Planta de tratamiento de Agua (TZ). Para 1956 se comenzó el bombeo neumático empleándose gas seco comprimido, proveniente de las Plantas de Absorción.

En 1961 se puso en operación una pequeña refinería de petróleo crudo para satisfacer la demanda de gasolina, diesel y aceite de la población y la zona con capacidad de15,000 BPD. 16

En 1977 se pusieron en operación las actuales Plantas de Endulzamiento de Gas y la Planta de Recuperación de Etano y el Fraccionamiento de licuables.

Entre 1983 y 1985 se pusieron en servicio una Planta de Desalado de Crudo Electrostática y una Planta de Destilación primaria que vendría a incrementar la capacidad del proceso de crudo hasta los 45,000 BPD. En 1991 estas plantas quedaron fuera de servicio.

El Complejo Procesador de Gas Poza Rica esta situado al lado Norte del Estado de Veracruz, en la zona urbana de la ciudad de Poza Rica, colindando al lado Norte con el Bulevar Lázaro Cárdenas y al Este con el Bulevar Gonzáles Ortega, al lado sur con las instalaciones del área de Almacenamiento y Bombeo de PEMEX Refinación y al Oeste con la ribera del río Cazones.

El complejo ocupa una extensión de 86.6 hectáreas en las cuales se localiza las Plantas de Proceso y de Servicios Auxiliares, así como los edificios que comprenden las Oficinas, Almacenes, Laboratorios y talleres de Mantenimiento. En la parte Sur del Complejo se localiza la nueva Terminal de Distribución y ventas de Licuables ocupando una extensión de 3.4 hectáreas, como se muestra en la figura 1.

Estas Plantas procesan el Gas Amargo proveniente de los campos de esta zona y el Gas Dulce del gasoducto Troncal que llega del sureste de la republica.

La Planta Endulzadora de Gas Amargo (Planta Girbotol), fue diseñada para endulzar el gas provenientes de los pozos del Distrito Poza Rica bajo el proceso Girbotol. La planta consta de tres torres con una capacidad de tratamiento de diseño de 300MMPCD de gas amargo, actualmente de acuerdo a la producción de los campos de la zona se manejan alrededor de 130MMPCD, fue diseñada por el Instituto Mexicano del Petróleo habiendo sido construida por Petróleos Mexicanos 17

con un costo de 144 millones de pesos, iniciando sus operaciones en 1977, tiene por objeto eliminar del gas el ácido sulfhídrico (H2S) y el bióxido de carbono (CO2) que contiene, los cuales son corrosivos.

Su descripción del proceso es que el gas amargo se hace fluir en forma ascendentes en las torres absorvedoras, poniéndose en contacto con una solución amina, la cual fluye corriente abajo absorviendo los gases ácidos. El gas ya dulce sale por la parte superior y después de un lavado con agua , es enviado para su procesamiento en la obtención de gasolina natural a la Planta Criogénica. La solución amina con las impurezas ácidas, se calienta y se pasa a las torres reactivadoras en donde desprende los gases ácidos, los cuales son enviados para su proceso a la Planta Recuperadora de Azufre. La solución amina ya regenerada, regresa a las torres absorvedoras donde reinicia el proceso.

18

19

MARCO TEÓRICO

20

1.0

CONCEPTOS BÁSICOS Y DEFINICIONES

CONTENIDO

1.1

TRANSMISIÓN DE CALOR

1.2

CAMBIADORES DE CALOR

1.3

DESCRIPCIÓN DE PARTES

21

1.1 TRANSMISION DE CALOR La transferencia de calor se puede definir como la transmisión de energía de una región a otra, debido a la presencia de una

diferencia de temperaturas

existente entre ellas. El calor se transmite desde la región con mayor temperatura hacia la de menor temperatura. En esta sección se presenta un análisis general sobre los mecanismos de transferencia de calor, así como la descripción de lo que es un cambiador de calor y de los elementos que los constituyen. La transferencia de calor está relacionada con la razón de intercambio de calor entre cuerpos o sustancias calientes y frías llamadas fuente y receptor, respectivamente. Existen tres mecanismos diferentes

mediante los cuales

el

calor puede pasar de la fuente al receptor que son: conducción, que es el transporte de energía calorífica a través de cuerpos sólidos; convección, ocurre en los fluidos cuando las partículas con mayor temperatura se mueven hacia las zonas de menor temperatura, y la radiación, que consiste en la transferencia de calor en forma de energía radiante y se transmite en cualquier medio. En muchos sistemas que involucran flujo, tales como flujo de calor, flujo de fluidos o de electricidad, se ha observado que la cantidad de flujo que circula es directamente proporcional a la diferencia de potencial que se aplica al sistema, e inversamente proporcional a la resistencia que el mismo opone al paso del flujo correspondiente. FLUJO

Potencial / Resistencia

(1.1)

En un circuito hidráulico simple, la presión en el sistema es la diferencia de potencial y la rugosidad de la tubería es la resistencia al flujo. En flujo de calor a través de una pared, el flujo se lleva a efecto por la diferencia de temperaturas entre las superficies caliente y fría. De acuerdo a la ecuación (1.1), cuando dos superficies de una pared están a diferente temperatura, necesariamente existe un flujo de calor y una resistencia al mismo. Introduciendo un nuevo factor

22

denominado conductancia, el cual es el recíproco de la resistencia, se tiene lo siguiente: FLUJO

Potencial x Conductancia

(1.2)

Mecanismos de transferencia de calor Establecidos los principios básicos para el flujo de calor, a continuación se explican los distintos mecanismos por medio de los cuales se logra esta transferencia.

Conducción

Sucede cuando el calor pasa de un cuerpo a otro estando estos en contacto directo, o bien, de una parte a otra de un mismo cuerpo sin desplazamiento de sus partículas. La capacidad de un cuerpo para transmitir calor se conoce como Conductividad Térmica y determina el gradiente de temperatura a través del mismo. Un ejemplo característico de conducción se presenta en el flujo de calor a través de sólidos opacos, tales como ladrillos de las paredes de un horno o tubos metálicos. La conducción tiene lugar por el movimiento más rápido de moléculas en la parte más caliente de un cuerpo, que transmite (por impacto) parte de su actividad a

moléculas adyacentes, cediendo parte de su energía a estas

moléculas. No olvidemos que el calor fluye de la parte más caliente hacia la parte más fría, por tanto, las moléculas más activas pierden parte de su actividad al ponerse en contacto con moléculas menos activas. J.B.J. Fourier estableció las relaciones básicas para el mecanismo de flujo de calor por conducción, quedando la ecuación de la siguiente manera:

Q K A

T/x

(1.3) 23

FIGURA 1.1 Distribución de temperaturas por conducción a través de una pared plana compuesta y el circuito eléctrico análogo correspondiente.

Convección

Tiene lugar cuando la parte caliente de un fluido , siendo más ligera, se eleva y es reemplazada por fluido más frío; por ejemplo, el aire que rodea a un sistema de calefacción , es calentado y después se eleva circulando a través del local por convección. A este mecanismo de transmisión de calor se le denomina convección libre. Si se aplica agitación mecánica, el fenómeno de transmisión de calor se ve favorecido, a este mecanismo de transmisión de calor se le denomina convección forzada. La convección es un mecanismo de transmisión de calor bastante complejo y se presenta típicamente en la interfase de un sólido y un fluido, el ejemplo más común de transmisión de calor por convección lo constituyen los cambiadores de calor de tubos y envolvente. Isaac Newton

estableció una ecuación que describe

transmisión de calor entre un sólido y un fluido

el mecanismo de

expresado por la siguiente

ecuación:

Q h A

t

(1.4)

24

FIGURA 1.2

Esquema de la transferencia de calor convectiva a un fluido a

temperatura Te que fluye con velocidad V sobre una superficie a temperatura Ts.

Radiación

Consiste en ondas electromagnéticas de la misma naturaleza del radio y la luz. Todos los cuerpos radian calor, en tal forma que una transferencia de calor por radiación, tiene lugar porque la fuente (el cuerpo caliente) emite más ondas que las recibidas, y el receptor (el cuerpo frío) recibe más ondas que las emitidas. Cuando una fuente emite radiación hacia un receptor, parte de la energía se absorbe por el receptor y parte es reflejada por este. J. Stefan y L. Boltzman establecieron que la velocidad a la que una fuente emite calor es:

dQ

E dA T 4

(1.5)

La ecuación anterior se define como la Ley de la Cuarta Potencia , donde T, es la temperatura absoluta;

es la Constante de Stefan- Boltzmann; E es un

factor particular de la radiación llamado Emisividad. Tanto la emisividad E, al igual que el conductividad térmica k o el coeficiente de la transferencia de calor h pueden determinarse experimentalmente.

25

FIGURA 1.3 Transferencia de calor por radiación entre un cuerpo y las superficies internas de un recinto mas grande que lo rodea.

1.2 CAMBIADORES DE CALOR Los cambiadores de calor son aparatos destinados a la transferencia de calor de un medio (gas o líquido) a otro. En un cambiador de calor, el calor se transfiere principalmente por conducción y convección, aunque en algunos casos también se transfiere por radiación en los gases. Los fluidos se deben mantener en movimiento para que la diferencia de temperatura sea constante. La pared que separa los fluidos constituye el área de transferencia

de calor y es la parte

“activa”. El cambiador de calor es casi siempre un componente de un proceso y su función es uno de los pasos de dicho proceso, por lo que su diseño está sujeto siempre a las limitaciones

que este implica. La función que desempeña un

cambiador varía, por lo que puede ser: enfriador, condensador, evaporador, calentador, cambiador, trim cooler, etc. De entre los varios tipos de cambiadores de calor que existen los del tipo de tubo y envolvente son los más extensamente usados

en plantas químicas y

petroquímicas. Los cambiadores de tubo y envolvente consisten en un número de 26

tubos contenidos dentro de una envolvente exterior de sección circular. Uno de los fluidos fluye en el interior de los tubos y el otro lo hace por el exterior de ellos. La decisión de cual fluido debe ir dentro y cual fuera de los tubos está sujeta a las condiciones del proceso en las que operará el equipo. Los fluidos considerados aquí

son aquellos que durante su paso por el

cambiador de calor no sufren cambio de fase, esto es, todo el calor transferido contribuye a una variación de la temperatura del fluido, pero no de su estado. El término fluido incluye tanto líquidos como gases. Las unidades en las que una sustancia cede calor para

precalentar otra sustancia se conocen como

“cambiadores” y aquellas en las cuales una sustancia es enfriada con agua, se conocen como “enfriadores”.

Designación de tipo y tamaño

Para una identificación rápida del diseño de un intercambiador de calor, es recomendado por práctico y funcional que su tamaño y tipo sean designados por números y letras como se indica a continuación 

Tamaño. Se designa con números que describen el diámetro del cuerpo y la longitud de los tubos, y consecuentemente el haz de tubos. El diámetro nominal de un cambiador de calor, es el correspondiente al diámetro interior del cuerpo aproximado a la cifra entera inmediata. Por ejemplo, si el diámetro interior es de 23 1/4" o 33 1/8”, se aproxima a 23” o 33” respectivamente. Para cambiadores de calor tipo reboiler (Kettle), el diámetro nominal será el diámetro de entrada (menor) y enseguida el diámetro

del cuerpo (mayor), ambos aproximados a la cifra

entera inmediata. Por ejemplo, si el diámetro de entrada es de 28 ¼” y el diámetro interior del cuerpo 42 1/8” (28 ¼ / 42 1/8), se aproximan a 28” y 42” (28/42). La longitud nominal del tubo es la longitud definida por el diseño, generalmente aproximada a largos estandarizados sin causar 27

TIPO DE CABEZAL FRONTAL

TIPO DE CABEZAL POSTERIOR

TIPO DE CORAZA

E A

L Un paso en la coraza

Cabezal y taparemovible

Espejo fijo tipo A cabezal estacionario

M

F

Espejo fijo tipo B cabezal estacionario

Dos pasos en la coraza con deflector longitudinal B N G

Espejo fijo tipo C cabezal estacionario

Bonete (tapa integrada) Flujo bipartido P

Cabezal flotante empacado exterior

H Flujo doblemente bipartido S

Cabezal flotante sujeto con brida de anillo abierto

C J Flujo dividido

T Cabezal flotante de espejo removible

Cabezal integrado con el espejo y tapa removible K U Roboiler Kettle Haz de tubos en U D X Especial para alta pesión

W Flujo cruzado

Espejo con empaquetadura

Tabla 1 T E M A : Nomecletura de intercambiadores de calor

28

ninguna reducción en las condiciones del mismo. La longitud nominal para tubos rectos es la longitud efectiva del tubo. La longitud nominal para tubos en “U” (horquillas), es la longitud comprendida desde el extremo del tubo hasta la tangente de la curva. 

Tipo. Se designa por letras que indican la forma del cabezal frontal, cuerpo y cabezal posterior, en ese mismo orden, omitiéndose el haz de tubos. En la tabla No. 1 aparece la nomenclatura de intercambiadores de calor de acuerdo al tipo. En la figura 1.4 a 1.6 se muestran tres tipos diferentes de intercambiadores

de calor y se indican sus partes.

FIGURA 1.4 Cambiador de calor Tipo “AEU”.

29

FIGURA 1.5 Cambiador de calor Tipo “BET”.

FIGURA 1.6 Cambiador de calor Tipo “AES”.

30

1.3 DESCRIPCIÓN DE PARTES Un intercambiador de calor está constituido de cuatro partes principales que son: los tubos, la envolvente, un cabezal estacionario y un cabezal de retorno. En un tipo especial de intercambiador, el de cabezal flotante, la estructura del cabezal de retorno es más compleja. A continuación se describen las partes que constituyen un intercambiador de calor.

Los tubos

Los tubos son los componentes básicos de los intercambiadores, ya son estos los que proveen la superficie de transferencia de calor entre los fluidos que van dentro y fuera de ellos. Los tubos metálicos generalmente van sin costura, aunque esta se acepta en algunos casos. Los materiales empleados generalmente son: acero al carbón, aceros de baja aleación, acero inoxidable, cobre, admiralty, cuproníquel, inconel, aluminio (en varias aleaciones), titanio y algunos otros materiales que sean especificados para aplicaciones especiales (por ejemplo en grafito). Los tubos pueden ser lisos o aletados; se utilizan éstos últimos cuando el fluido por el lado externo tiene un coeficiente substancialmente menor al interno. El arreglo de tubos en los espejos puede ser como sigue: -

De paso cuadrado a 90°.

-

De paso cuadrado girado a 45°.

-

De paso triangular.

La ventaja del paso cuadrado sobre el triangular, es que la limpieza del haz por fuera de los tubos puede efectuarse con un 100% de efectividad, y la caída de presión es menor. El paso triangular normalmente es recomendado donde los fluidos manejados por el lado del cuerpo son limpios. El paso, en cualquier arreglo de tubos en los espejos, es la distancia entre centros. 31

El paso mínimo permitido es de 1.25 veces el diámetro exterior del tubo. Para haces con tubos de arreglo cuadrado, se debe dejar un espacio libre entre hileras de tubos de ¼” (6mm) mínimo, para facilitar la limpieza.

Los espejos

Los espejos son placas circulares de metal que son barrenados y ranurados para colocar los tubos, los empaques, las varillas separadoras y el círculo de tornillos para acoplarlo con la envolvente. Los tubos son sostenidos en su lugar al ser insertados en orificios practicados a los espejos y posteriormente son expandidos o soldados a éste. Un espejo puede ser de dos tipos: -

Estacionario o fijo

-

Flotante

El espejo estacionario o fijo recibe este nombre por su colocación, debido a que permanece estacionario al fijarse con el cuerpo por medio del acoplamiento del cabezal frontal. El espejo flotante debe su nombre a que queda libre en un extremo dentro del cuerpo, absorbiendo de esta manera las dilataciones del material por efecto de la temperatura; su diámetro es ligeramente menor que el diámetro interior del cuerpo. Los intercambiadores de calor diseñados de varios pasos para circulación del flujo por dentro de los tubos, llevan una tapa o cabeza flotante que se fija directamente al espejo por medio de espárragos, o también puede fijarse por medio de un anillo bipartido de acoplamiento especialmente diseñado.

Envolvente y boquillas

La envolvente es el recipiente que contiene el haz de tubos y el fluido que circula por el exterior de estos, y las boquillas la entrada y salida de él. La envolventes se fabrican de tubería hasta de un diámetro de 584mm (23”) y para 32

diámetros mayores de placas que son roladas a las dimensiones requeridas y soldadas longitudinalmente. En cambiadores grandes, la envolvente deberá ser cuando sea posible de acero al carbón, lo anterior por razones de economía, aunque se pueden usar aleaciones por demandas debido a la corrosión o a esfuerzos por altas temperaturas. Las variaciones en diseño y formas de envolvente dependen de las necesidades del proceso, recursos económicos y facilidades de mantenimiento Las boquillas de conexión generalmente son del tipo de cuello soldable, o fabricadas de tubería y bridas del

mismo tipo. Van instaladas radialmente al

cuerpo y a cabezales. La boquilla de alimentación con frecuencia cuenta con una mampara de choque colocada inmediatamente bajo la entrada para dispersar el chorro de fluido de alimentación, a fin de que no golpee y erosione las primeras hileras de tubos.

Placas divisoras de pasos

Estas placas o deflectores, se instalan en el cabezal y en la tapa flotante, se utilizan

cuando se tienen dos o más pasos. Las placas divisoras de pasos se

instalan en cantidad y disposición de acuerdo al diseño, para lograr las condiciones de intercambio de calor requeridas por el proceso .Si los cabezales se hacen de hierro colado, estas placas son integrales para que posteriormente se les de un buen acabado con el fin de que ajusten bien los empaques que sellarán las divisiones. Si los canales son rolados estas placas van soldadas.

Mamparas o deflectores

Las mamparas tienen dos funciones: una de ellas es la de soportar los tubos en la posición apropiada durante su ensamble y operación y prevenir la vibración de los tubos causada por remolinos en el flujo, y otra,

mantener el flujo

33

en turbulencia por fuera de los tubos (lado de la coraza) esto, para aumentar la velocidad y el coeficiente de transferencia. Las mamparas obligan al flujo a circular

a través del cuerpo formando

ángulos rectos con respecto al eje de los tubos. Estos deflectores o mamparas, trabajan conjuntamente con el haz de tubos y el cuerpo, y van colocados transversalmente al haz, distribuidos adecuadamente en toda su longitud. Los tipos de deflectores más utilizados son: -

Deflector de un segmento.

-

Deflector de dos segmentos.

-

Deflector de tres segmentos

Canales o cabezales

Estas partes conocidas como cabezales frontales y cabezales posteriores, generalmente son referidos como carretes y tapas del cuerpo, respectivamente, actúan conjuntamente con la carcaza para que el fluido manejado circule por dentro y fuera de los tubos de acuerdo a las necesidades del proceso. Estos cabezales van instalados en los extremos del cuerpo y los tipos mas comunes son: Cabezal separado con tapa, desmontable Tipo A (Ver tabla No.1): Este tipo es muy utilizado por la ventaja que representa para efectuar una inspección rápida y accesible por dentro de los tubos con solo desmontar la tapa; lleva una brida en cada extremo (lo que da la forma de carrete) para acoplarse al cuerpo y fijar su tapa; y boquillas para entrada y salida del flujo circulante por dentro de los tubos. Con este tipo de cabezal se pueden hacer varias combinaciones, siendo conveniente para evitar errores al desmontar, indicar siempre el extremo en cuestión como cabezal frontal o cabezal posterior, por presentarse casos donde ambos cabezales conservan la misma configuración en los dos extremos. 34

Cabezal con tapa fija de casquete semielíptico, desmontable, tipo B (ver tabla No. 1). Este cabezal es necesario desmontarlo de la carcaza para inspeccionar y limpiar por dentro de los tubos. Llevan una brida para acoplarse al cuerpo, y boquillas de entrada y salida del flujo circulante. Cabezal integrado al espejo, con tapa desmontable, tipo C (Ver tabla No. 1). Este tipo tiene la característica de estar soldado al espejo de un haz de tubos doblados en “U” (Horquilla), removible para trabajos de limpieza y reparación. Su tapa es desmontable, lo que permita accesibilidad a inspecciones y trabajos de reparación y limpieza. Cabezal integrado al cuerpo, con tapa desmontable: Consultando la tabla No. 1, observamos que este cabezal queda comprendido dentro del tipo C, con la variante de que forma parte de una unidad integral donde el haz de tubos no es removible por tener tapa desmontable, permite

inspeccionar, limpiar

y reparar por

dentro de los tubos.

Juntas

Los intercambiadores de calor, tienen partes bridadas que se acoplan a otras por medio de espárragos; tales como: tapa del cabezal frontal, cabezal frontal al cuerpo, haz de tubos a cuerpo, tapa flotante al espejo flotante, cabezal posterior al cuerpo, boquillas a tuberías, etc. Para evitar las fugas entre estos elementos se utilizan las juntas. La junta debe llenar los siguientes requisitos: -

Soportar las condiciones operacionales de la unidad.

-

Ser de fácil manejo.

-

De adquisición accesible.

35

Las juntas pueden ser: metálicas sólidas, cartón de asbesto comprimido, cartón de asbesto comprimido reforzado con malla de acero, metálica con doble camisa rellena de asbesto, etc. Las características del fluido que se va a sellar, es un factor fundamental que debe ser considerado, así como el efecto que pueda ejercer sobre el material del empaque. En general, las juntas metálicas y no metálicas de bajo punto de fusión, soportan temperaturas hasta de 121°C (250°F); juntas de asbesto, parcial

o

totalmente reforzadas con metal resistente soportan hasta hasta 454°C (850°F). Para temperaturas mayores, solamente con juntas metálicas sólidas se obtienen mejores resultados. Ver Fig 1.9.

Descripción de tipos de envolvente

De acuerdo con la TEMA tenemos seis tipos de envolvente en los equipos de tubos y envolvente: el tipo “E” de un solo paso, la “F” de dos pasos, la “G” llamada tipo Split, “H” doble Split, la “J” de flujo dividido, la “K” llamada tipo Kettle y la “X” de flujo cruzado. El patrón de flujo a través de ellas se da por medio de las boquillas de alimentación y salida, por el diámetro y arreglo de los tubos, por las mamparas, itras de sello , etc. Tomando como base la envolvente de un paso “F”, se utiliza para cuando existe cruce de temperaturas y se pretende lograr una contracorriente pura entre los fluidos de tubos y envolvente o bien evitar un valor bajo en el factor de corrección Ft al utilizar dos pasos en la envolvente y más de cuatro en los tubos evitando, la utilización de dos equipos en serie. El área transversal de esta envolvente equivale a la mitad de una de un solo paso. La envolvente tipo “G” de flujo Split básicamente presenta las cualidades de la envolvente tipo “F”, su uso principal está en la condensación de vapores. El vapor entra por la parte superior de la envolvente dividiéndose a la mitad debido a la placa del soporte que divide a la envolvente en dos compartimentos idénticos. Después que el vapor pasa por la parte superior de la placa longitudinal, 36

cruza hacia el segundo paso de la envolvente en dirección contraria para salir finalmente en la boquilla inferior. Las velocidades y longitud de travesía en la envolvente son las mismas que para una envolvente tipo “E”, la mejoría consiste en que el condensado se mantiene por un tiempo más largo en contacto con los tubos. Para promover su subenfriamiento se pueden perforar los extremos de la mampara longitudinal, a fin de que el condensado gotee encima de los tubos del paso inferior. La envolvente tipo “H” doble Split se utiliza para reducir la caída de presión. La alimentación de vapor se divide en las dos boquillas de alimentación. La envolvente se divide en dos compartimentos separados por un soporte transversal completo en el centro de la envolvente; el vapor fluye por cada mitad de la envolvente por encima de la mampara longitudinal y regresa por la parte inferior hacia la boquilla de salida y prácticamente se unen las dos en una línea. Las mamparas longitudinales distribuyen el flujo a lo largo del tubo. Un método alternativo para reducir la caída de presión en la envolvente nos lo da la envolvente tipo “J” de flujo dividido. En estos el vapor se puede alimentar en dos boquillas, o si se está vaporizando el fluido se alimenta en forma contraria, y se separa por medio de un soporte sólido. La mezcla fluye de las boquillas superiores a la inferior pasando por las mamparas. Los internos de esta envolvente son más sencillos que los de doble Split. La envolvente tipo Kettle se utiliza para cuando se requiere generar vapor y por lo cual hay que mantener parte del líquido que se alimenta y dejar un espacio encima del nivel del líquido para que el vapor producido pueda viajar a una velocidad suficientemente baja a fin de que las gotas de líquido que arrastre tengan oportunidad de caer. En los Chiller, en los cuales el fluido dentro de los tubos es enfriado por la evaporación de un refrigerante en la envolvente, la construcción es similar a los Kettle, con una construcción en los cabezales de espejos fijos, ya que generalmente los gradientes de temperatura son pequeños. Para los generadores de vapor se utilizan también las envolventes tipo Kettle con la adición de un dispositivo para remover gotas de líquido del vapor. 37

Otro tipo de envolvente utilizado es la “X”, de flujo cruzado, en la cual se colocan una serie de boquillas de alimentación y en posición contraria otras de salida. Cuando se tienen alimentaciones considerables hacia el equipo se requiere utilizar los llamados distribuidores, cuya función es bajar la velocidad de la alimentación para evitar que los tubos cercanos a la alimentación se erosionen, estos distribuidores pueden alimentar el fluido encima o alrededor del haz de tubos o mediante un anillo alrededor de la envolvente.

90°

45°

CUADRADO

CUADRADO ROTADO

TRIANGULAR FIGURA 1.7 Arreglo de tubos en los espejos

38

FIGURA 1.8 Tipos de deflectores

39

FIGURA 1.9 Diverso tipos de juntas (empaques) para intercambiadores de calor

40

2.0

CLASIFICACIÓN DE LOS INTERCAMBIADORES DE CALOR

CONTENIDO

2.1. INTRODUCCIÓN 2.2. INTERCAMBIADORES DE CALOR POR SU CONSTRUCCIÓN 2.3. INTERCAMBIADORES DE CALOR POR LA CONFIGURACIÓN GEOMÉTRICA DEL FLUJO 2.4. INTERCAMBIADORES DE CALOR POR EL COMPORTAMIENTO DE LA TEMPERATURA DEL FLUIDO 2.5. INTERCAMBIADORES DE CALOR POR SU FUNCIÓN

41

2.1 INTRODUCCIÓN Dentro de la gran variedad de equipos transmisores de calor, se ha hecho una clasificación basada en la forma como se combinan y se aprovechan las diferentes fases, cuando se manejan

líquidos y gases fríos y calientes,

conjuntamente con el sentido de circulación del flujo. En esta variedad, los equipos pueden ser definidos por la función que van a desempeñar en los procesos de la planta industrial, ya sea por su forma, tipo de construcción, o por características especiales. Por encontrarse entre estos equipos los intercambiadores de calor, como genéricamente se les conoce, y por la diversidad de servicios que prestan debido a que pueden adaptarse fácilmente al manejo de fluidos bajo diversas condiciones de presión y temperatura, ha sido necesario establecer una clasificación de los mismos desde un punto de vista práctico, de acuerdo a sus características de construcción, por la configuración del flujo, por el comportamiento de la temperatura del fluido y por su función.

2.2 INTERCAMBIADORES DE CALOR POR SU CONSTRUCCIÓN a) Intercambiadores de calor con haz de tubo fijo.- Son unidades con haz no removible, donde los espejos están soldados al cuerpo formando parte integral del mismo; o también los espejos forman un conjunto integrado con el cuerpo y cabezales frontal y posterior, como los tipos C,L, M, y N de la tabla No. 1. b) Intercambiadores de calor con haz de tubos y cabeza flotante.Son unidades con haz

removible, donde la cabeza flotante puede

fijarse directamente con espárragos al espejo flotante , o bien por medio de un anillo bipartido de acoplamiento y espárragos, como los tipos S y T de la tabla No. 1. c) Intercambiadores con haz de tubos en “U” (Horquilla).- Son unidades con haz de tubos doblados en forma de “U” removible; o 42

donde el espejo puede formar parte integral con el cabezal frontal y removerse conjuntamente, como el tipo C de la tabla No. 1. d) Intercambiadores con haz de tubos concéntricos. e) Intercambiadores con haz de tubos aletados.

2.3 INTERCAMBIADORES DE CALOR POR LA CONFIGURACIÓN GEOMÉTRICA DEL FLUJO En la práctica de la Ingeniería se usa una gran variedad de intercambiadores de calor. Según las exigencias del diseño, habrá variaciones en la geometría de la configuración del flujo. A continuación se explican las diferentes configuraciones de flujo en intercambiadores:

Una sola corriente

Definiéndose como un intercambiador en el que cambia la temperatura de un solo fluido, en ese caso la dirección de su flujo carece de importancia. Los condensadores y calderas simples son ejemplos de estos tipos de intercambiador, Figura 2.1 a, b. En la Figura 2.1c se ilustra un condensador simple.

(a) Condensador Lummus para el agua de alimentación, del tipo de superficie

43

(b) Generador de vapor monotubular (caldera simple)

(c) Una sola corriente (condensador) FIGURA 2.1 Condensador simple

44

Dos corrientes en flujo paralelo

Los dos fluidos fluyen en direcciones paralelas y el mismo sentido. En su forma mas simple, este tipo de intercambiador consta de dos tubos concéntricos, como muestra la figura 2.2b. En la práctica, un gran numero de tubos se colocan en una coraza para formar lo que se conoce como intercambiador de “coraza y tubos”, como se muestra en la figura 2.2a.

(a) Intercambiador de calor de coraza y tubos de dos pasos por tubos y un paso por coraza. El primer paso por tubos se efectúa en flujo paralelo y el segundo en flujo a contra corriente.

(b) Dos corrientes en flujo paralelo (intercambiador simple) Figura 2.2 Intercambiador con dos corrientes en flujo paralelo

45

Dos corrientes en contracorriente

Los fluidos se desplazan en direcciones paralelas pero en sentidos opuestos. En la figura 2.3 b se muestra un intercambiador simple de tubos coaxiales. Los precalentadores de agua de alimentación para calderas, los enfriadores de aceite para aviones y los intercambiadores de placas son ejemplos de este tipo de intercambiador de calor, como se muestra en la figura 2.3 a.

(b) Intercambiador de calor de tipo placa en proceso de ensamblaje.

(a)

Dos corrientes a contra flujo

Figura 2.3 Intercambiador, dos corrientes en contra corriente

46

Dos corrientes en flujo cruzado

Las corrientes fluyen en direcciones perpendiculares, como se muestra en la figura 2.4 a. La corriente caliente puede fluir por el interior de los tubos de un haz y la corriente fría puede hacerlo a través del haz en una dirección generalmente perpendicular a los tubos. Un ejemplo de este tipo de

intercambiador es el

radiador de automóvil, figura 2.4 b.

(b) Radiador de automóvil

Ambas corrientes sin mezclar (a)

Una corriente sin mezclar

Dos corrientes en flujo cruzado

Figura 2.4 Intercambiador, corrientes en flujo cruzado

47

Dos corrientes en contraflujo cruzado

En la práctica, las configuraciones de flujo de los intercambiadores se aproximan a menudo a las idealizaciones de la figura 2.5; se muestran los casos de “dos pasos” y de “cuatro pasos”. Conforme aumenta el número de pasos, la efectividad se aproxima a la de un intercambiador de contracorriente idea.

Figura 2.5 Dos corrientes a contra flujo cruzado

Dos corrientes a pasos múltiples

Cuando los tubos de un intercambiador de coraza y tubos están dispuestos en uno o más pasos en el interior de la coraza como se muestra en la figura 2.6, algunos de los pasos producen un flujo paralelo mientras que otros producen un flujo a contracorriente.

Figura 2.6 Dos corrientes a pasos múltiples

48

Regeneradores

Dos corrientes fluyen alternativamente a través de una matriz de gran capacidad de almacenamiento de calor. El calor cedido por el fluido caliente se almacena en la matriz, haciendo aumentar su temperatura, y posteriormente se transfiere al fluido frío cuando éste pasa por la matriz, enfriándola. El regenerador se emplea en aplicaciones de alta temperatura, por ejemplo para precalentar el aire de la combustión por medio de productos de combustión (gases de escape) usando una matriz de ladrillo refractario. La matriz puede ser un lecho, como se muestra de manera esquemática en la figura 2.7 a, o tener la forma de una rueda giratoria, como se muestra en la figura 2.7b.

(b) Regenerador rotativo usado para precalentar el aire de combustión de una turbina de gas.

49

(a) Regenerador de lecho fijo

Figura 2.7 Regeneradores

50

2.4

INTERCAMBIADORES

DE

CALOR

POR

EL

COMPORTAMIENTO DE LA TEMPERATURA DEL FLUIDO A los modelos geométricos de flujo dentro del intercambiador se asocian ciertas variaciones de temperatura características, como se muestra en la figura 2.8. El subíndice C denota la corriente caliente y el subíndice F la corriente fría. En la figura 2.8 a, que muestra un “condensador simple”, Tc es constante mientras que Tf aumenta a lo largo del intercambiador. El intercambiador de “dos corrientes paralelas” que se muestra en la figura 2.8 b, la diferencia de temperatura para la transferencia de calor (Tc – Tf) disminuye a lo largo del intercambiador en la dirección de flujo. En el intercambiador de dos “corrientes a contraflujo” que se muestra en la figura 2.8c la diferencia de temperatura (Tf – Tc) puede disminuir o aumentar,

o

bien,

en

caso

especial,

permanecer

constante.

En

los

intercambiadores de “contracorriente” los patrones de temperatura son más complejos puesto que la temperatura varía a lo largo de dos direcciones, como se muestra en la figura 2.8 d para el caso de la corriente fría. En un “regenerador” las temperaturas de salida varían con el tiempo, como se muestra en la figura 2.8 e.

Figura 2.8 Variaciones características de la temperatura de los fluidos para intercambiadores de diversas configuraciones. 51

Figura 2.8 Variaciones características de la temperatura de los fluidos para intercambiadores de diversas configuraciones.

52

2.5 INTERCAMBIADORES DE CALOR POR SU FUNCION. La clasificación de los intercambiadores de acuerdo a la función que desempeñan dentro del proceso es la siguiente: Enfriador.- Enfría líquidos o gases por medio de agua. Chiller.- Enfría un fluido a una temperatura inferior a la lograda por un enfriamiento con agua. Utiliza refrigerantes como medio enfriante como por ejemplo propileno, freón, etc. Condensador.- Condensa vapor o mezcla de vapores, ya sea solo o en presencia de no condensables. Condensador parcial.- Condensa vapores a una temperatura superior a la temperatura de burbuja de los vapores, de modo que el fluido que sale es una mezcla de vapor y líquido. Condensador final.- Condensa los vapores a a una temperatura final de unos 100°F (38°C). Usa agua de enfriamiento, lo que significa una pérdida de calor para el proceso. Vaporizador.- Es un calentador que vaporiza parte del fluido que intervenga o no en el proceso. si se vaporiza agua, el intercambiador se denomina evaporador. Cambiador o permutador.- Realiza una doble función con el intercambio de calor, al calentar un fluido frío utilizando otro caliente al que enfría, sin que se pierda calor en el proceso. Calentador.- Imparte calor sensible al fluido líquido o gaseoso por medio de vapor condensado. Hervidor (Reboiler).- Conectado al fondo de una torre fraccionadora provee el calor necesario para la destilación. El medio calefactor puede ser agua o un fluido caliente del proceso. Trim cooler.- enfría una corriente de proceso proveniente de un enfriamiento con aire para bajar la temperatura del fluido de proceso cercana a la temperatura de alimentación del agua de enfriamiento.

53

Caldera de Recuperación (Waste Heat Boiler).- Este equipo sirve para aumentar la eficiencia total de una planta, genera vapor en forma similar a una caldera corriente, únicamente que el medio de calentamiento son gases calientes que provienen de una reacción química anterior del proceso y que son aprovechados para tal propósito.

54

3.0

METODOLOGÍA DE DISEÑO

CONTENIDO

3.1. 3.2. 3.3. 3.4. 3.5. 3.6.

DESARROLLO HISTORICO DEL METODO DE DELAWARE CÁLCULO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR POR EL LADO DE LA CORAZA CÁLCULO DE LA TRANSFERENCIA DE CALOR Y LA PERDIDA DE PRESIÓN EN EL LADO DE LA CORAZA CÁLCULO DEL INTERCAMBIADORES DE CALOR POR EL LADO DE LOS TUBOS CÁLCULO DE LA PÉRDIDA PRESIÓN PT EN EL LADO DE LOS TUBOS APLICACIÓN DE LA METODOLOGÍA DE DISEÑO PARA EL CÁLCULO DE LOS ENFRIADORES DE MEA POBRE Y REDISEÑO DE LOS MISMO.

55

3.1 DESARROLLO HISTORICO DEL METODO DE DELAWARE Los métodos de diseño para intercambiadores de calor son muy variados, así como sus resultados. Un método que ha sido elaborado a partir del desarrollo de un programa por el Departamento de Ingeniería química de la Universidad de Delaware durante los años de 1947 – 1963, el cual se basa en el estudio de flujo de fluidos y de la transferencia de calor del lado de la coraza en intercambiadores de coraza y tubos es conocido como “Método Delaware”.

El proyecto se desarrolló bajo el apoyo de la ASME, utilizando fondos de la Tubular Exchanger Manufacturers Association (TEMA), la American Petrolum Institute (API); Andale Company, Devis Engineering Co, Downingtown Iron Works, E. Y. Dupont de Nemours and Company, Standard Oil Development Co. (Exxon), and Yorks Corporation. Los principales profesores investigadores que participaron en este proyecto fueron Ofl Bergelin y Allan Colburn de la Universidad de Delaware.

El desarrollo del Método Delaware se realizó de acuerdo con la siguiente cronología:

1947

Se inicia el proyecto bajo los fondos de la ASME.

1947-1959

Periodo experimental del programa. Se inició con la medición

de la transferencia de calor y de las pérdidas de presion en flujo cruzado de un banco de tubos sin considerar los efectos de la fricción del fluido. Estos estudios fueron realizados sucesivamente en varios intercambiadores de calor de coraza y tubos con caracteristicas de diseño de uso comercial. Se fueron investigando dada varias configuraciones de cortes y espaciamiento de deflectores en el interior de una coraza cilindrica, sin fugas por deflectores y un mínimo de espacios libres de desvio; posteriormente fueron analizadas las fugas entre los deflectores y la coraza asi como entre deflectores y tubos. Al final fueron estudiados flujos entre 56

los límites exteriores de tubos y de diámetro interior de la coraza, junto con los efectos de sellos. 1960

Se presentó la primera publicación del método de Diseño.

1963

Se presentó el reporte final. Se presenta el método preliminar

de diseño de intercambiadores de calor de coraza tipo E.

57

3.2 CALCULO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR POR EL LADO DE LA CORAZA A continuación se presenta la metodología que se sigue para los cálculos requeridos en el diseño de intercambiadores de calor usando el método de Delaware.

Datos de entrada

El método de Delaware considera en el diseño de intercambiadores de calor que los valores de las temperaturas de entrada y salida, la densidad, la viscosidad, la conductividad térmica y el calor especifico del fluido en el lado de la coraza, son conocidos o pueden ser estimados como una función de la temperatura. El método también asume que los siguientes datos geométricos del lado de la coraza son especificados o conocidos mediante cálculos previos:  Diámetro exterior del tubo do.  Tipo de arreglo geométrico de tubos (celda unitaria).  Diámetro interior de la coraza Di.  Diámetro del haz de tubos Dotl.  Longitud efectiva de los tubos (entre espejos) l.  Corte del deflector lc.  Espaciamiento entre deflectores ls (además el espaciamiento de deflectores de entrada y salida ls,I y ls,O respectivamente, si son diferentes de ls).  Números de sellos / lado sellados Nss. A partir de esta forma básica, todos los parámetros geométricos restantes necesarios pueden ser calculados o estimados en el diseño por el lado de la coraza, asumiendo que las normas de la TEMA son cumplidas con respecto de los espaciamientos de separación entre deflectores y entre la coraza y el deflector. 58

Para iniciar el diseño de intercambiadores de calor de coraza y tubos, es necesario conocer también el material y el espesor de pared o diámetro interior del tubo, además de conocer o calcular el flujo del fluido, las temperaturas finales y los coeficientes de transferencia de calor. Los coeficientes de transferencia de calor y la pérdida de presión del lado de los tubos pueden ser conocidos o estimados como una función de la temperatura. No todos los rangos de flujo y temperatura del fluido pueden ser inmediatamente especificados, pero están relacionados a través del balance de calor en el intercambiador de calor. La ecuación del flujo de calor total Q = AUdDMLTc debe ser satisfecha, pudiendo ser que el coeficiente global de transferencia de calor Udc calculado mediante un método de diseño sea diferente al requerido por el balance de calor y por la ecuación de flujo. Si esto sucede cuando se esta diseñando un intercambiador de calor para un servicio dado, es necesario cambiar uno o mas de los parámetros geométricos (una opción es cambiar la longitud de los tubos, porque cambiando este parámetro no se requiere el recálculo completo del coeficiente) hasta que los cálculos sean aproximadamente iguales. Si un intercambiador de calor existente ha sido evaluado y presenta diferencias entre las combinaciones calculadas y las requeridas, tales diferencias solo pueden ser disminuidas cambiando los rangos de flujo y/o especificaciones finales, hasta que se alcance un valor único. La consecuencia muchas veces es que la unidad existente no puede cumplir con las especificaciones y se necesita diseñar una nueva unidad.

Cálculos de los parámetros geométricos del lado de la coraza

A continuación se presenta la forma de determinar los parámetros del lado de la coraza.

59

Número total de tubos en el intercambiador de calor Nt Si este dato no se conoce por conteo directo, se obtiene de la tabla de estimación de tubos (Tabla A1 del apéndice A), en función de Dotl , el paso de los tubos P y el tipo de arreglo. Este número de tubos se selecciona a partir de cálculos previos. El diámetro de la coraza y el diámetro exterior del haz de tubos, dados en la tabla A1 son para un diseño convencional de intercambiador de calor de cabezal flotante. Para el mismo diámetro de la coraza, el valor Dotl es mayor para un diseño de espejos fijos y menor para un diseño de cabezal flotante, en consecuencia, también el número de tubos que se pueden colocar en el diseño de espejos fijos es mayor que para el diseño de cabezal flotante. Todas las tablas de estimación del número de tubos que pueden distribuirse uniformemente sin desperdiciar espacio, son solamente aproximadas, puesto que el número real de tubos que pueden ser adaptados en un espejo dado, depende del paso, del tipo de arreglo, del espesor de los divisores de paso y exactamente donde el diseño inicia los orificios con relación al divisor de pasos y al limite exterior del haz de tubos. En un diseño de tubos en U se pierden tubos, porque el radio mínimo de curvatura en los tubos no permite que pueda ser insertados en todas las posibles posiciones de los orificios y menos cerca de la línea central del diseño del haz de tubos en U. También se reduce el número de tubos si es insertada una placa de incidencia debajo de la boquilla de entrada. Para un diseño sin tubos en la ventana, el número de tubos en el haz es calculado por FcNt . Para el cálculo de Fc se usa la ecuación (3.2).

60

Paso paralelo al flujo PP y normal al flujo Pn Estos valores son necesarios solamente para propósito de estimación de otros parámetros. Si se dispone de un dibujo detallado o si el intercambiador de calor puede ser examinado, se puede obtener los otros parámetros por conteo directo o por cálculo. Estos valores se muestran en la Figura 3.1 y los valores correspondientes se encuentran en la tabla A para arreglos más comunes.

Figura 3.1 Paso paralelo y normal entre tubos para un determinado flujo Diámetro nominal del tubo d0 en m

Paso entre tubos En m. P

Arreglo

Pp m

Pn m

0.015875 (5/8 in)

0.0206375 (13/16in)

0.0178816 (0.704 in)

0.0103124 (0.406 in)

0.01905 (3/4 in)

0.0238125 (15/16 in)

0.0206756 (0.814 in)

0.0119126 (0.469 in)

0.01905 (3/4 in)

0.0254 (1 in)

0.0254 (1 in)

0.0254 (1 in)

0.01905 (3/4 in

0.0254 (1 in)

0.0179578 (0.707 in)

0.0179578 (0.707 in)

0.01905 (3/4 in

0.0254 (1 in)

0.0219964 (0.866 in)

0.0127 (0.5 in)

0.0254 (1 in)

0.03175 (1-1/4 in)

0.03175 (1.25 in)

0.03175 (1.25 in)

0.0254 (1 in)

0.03175 (1-1/4 in)

0.0224536 (0.884 in)

0.0224536 (0.884 in)

0.0254 (1 in)

0.03175 (1-1/4 in)

0.0274828 (1.082 in)

0.015875 (0.625 in)

Tabla A. Valores de paso paralelo Pp y del paso normal Pn para arreglos de tubos más comunes

en un haz de tubos.

61

Número de filas de tubos que pasan por una sección de flujo cruzado (entre deflectores) Nc. El número de filas de tubos que se encuentran en la zona donde el flujo cruza el haz de tubos, se puede obtener por conteo directo en el dibujo del intercambiador de calor, o se puede estimar por la ecuación (3.1).

1 Nc

Di

2lc Di Pp

(3.1)

Fracción total de tubos en flujo cruzado Fc. La fracción de tubos que están en la sección donde el flujo cruza el haz de tubos puede ser calculada por la ecuación (3.2) ó estimada de la gráfica de la Figura 3.2.

Fc

1

2

Di 2lc Di 2lc sen cos 1 Di Di

2 cos 1

Di 2lc Di

(3.2)

Figura 3.2 Estimación de fracción de tubos en flujo cruzado.

62

La Figura 3.2 es estrictamente aplicable solo a la combinación entre Di y Dotl mostrados en la tabla A1 del apéndice A, aunque puede ser utilizado en otros arreglos, con un error mínimo. Para construcción de espejos fijos, Fc es menor que el mostrado, especialmente para las corazas de diámetro pequeño y es mayor para construcción de haz de tubos removibles con cabezal flotante.

Número efectivo de filas en flujo cruzado en cada ventana NCW Este es el número de hileras de tubos que están en donde el flujo cruza la ventana de haz de tubos y se estima por medio de la siguiente ecuación:

Ncw

0.8lc Pp

(3.3)

Aquí se considera que las filas de los tubos se extienden alrededor de 0.8 de la distancia desde el extremo del corte del deflector hasta el diámetro interior de la coraza.

Número de deflectores Nb Es el número de deflectores que el método recomienda para que se tenga el máximo flujo cruzado, con la menor pérdida de presión y con la velocidad del flujo dentro de los rangos recomendables. Este parámetro se calcula por la ecuación:

Nb

l lS , I lS ,O 1 lS

(3.4)

La ecuación considera que el espacio entre deflectores a la entrada y a la salida puede ser diferente al espaciamiento entre deflectores centrales. 63

Normalmente Nb es de poca importancia en los cálculos del coeficiente de transferencia de calor del lado de la coraza.

Área de flujo cruzado en la línea central del haz de tubos para una sección de flujo cruzado Sm Se refiere al área por donde circula el fluido a través de la línea central del haz de tubos, y se calcula para dos situaciones diferentes:

Para arreglo cuadrado en la línea y rotado.

Sm lS Di

Dotl

Dotl do P do Pn

(3.5)

Sm ls Di

Dotl

Dotl do P d0 P

(3.6)

Para arreglo triangular.

Estas ecuaciones suponen un haz de tubos repartido en forma uniforme, excepto en los espacios requeridos para las líneas de separación del paso del lado de los tubos y la diferencia entre el diámetro interior de la coraza y el diámetro exterior del haz de tubos (esas diferencias son corregidas por separado). Esto no es problema, si la línea central del haz normal al flujo cruzado carece de tubos, como es requerido para tubos en U ó construcción de pasos múltiples en los tubos.

Si los tubos son usados con aletas cortas, las ecuaciones son corregidas de la siguiente forma:

64

Para arreglo cuadrado en línea y rotado.

Sm

ls Di

Dotl

Dotl dr P dr Pn

2N f hf y f

(3.7)

ls Di

Dotl

Dotl dr P dr P

2N f hf y f

(3.8)

Para arreglo triangular.

Sm

En las ecuaciones anteriores, dr es el diámetro de la raíz del tubo aletado, Nf es el número de aletas por pulgada, hf es la altura de la aleta y yf es el espesor de la aleta.

Fracción de área de flujo cruzado disponible para flujo de recirculación Fsbp. La relación entre la sección por donde circula el fluido en el haz de tubos en flujo cruzado y en la sección en donde no hay tubos, o sea en la sección entre el diámetro interior de la coraza y el diámetro exterior del haz de tubos desde un deflector a otro, se calcula por la ecuación:

Fsbp

Di

Dotl

ls Sm

(3.9)

Esta fracción toma en cuenta el efecto del flujo que puede recircular total o parcialmente en el haz de tubos.

65

Área de fuga entre tubos y deflectores para cada deflector Stb La sección de separación entre los tubos y el deflector por donde se fuga el fluido sin intercambiar calor es estimada por la ecuación:

Stb Donde

tb

do

tb

Nt

1 1 Fc 2

(3.10)

es el claro diametral entre el tubo y el deflector. La construcción de

intercambiadores de calor del tipo R de acuerdo con la TEMA, especifica un

tb

de

0.79375 mm (1/32 de in), donde la máxima longitud de tubo sin soporte (normalmente 2ls) no excede de 0.9144 m (36 in) y

tb

de 0.396875 mm (1/64 in)

para los otros casos. Estos valores deben ser modificados si se especifica que la construcción es muy compacta o muy frágil o si prevé obstrucción por lodos.

Ángulo de corte del deflector

El ángulo de corte del deflector , es el ángulo subtendido por la interacción de los extremos del corte del deflector con la superficie interior de la coraza, como se muestra en la Figura 3.3. Este ángulo se calcula por la ecuación (3.11) y sus unidades son radianes:

2 cos 1 1

2lc Di

(3.11)

Figura 3.3 Ángulo de corte del deflector

66

Este ángulo también se puede estimar gráficamente por medio de la Figura 3.4, que corresponde a la ecuación (3.11).

Figura 3.4 Gráfica del ángulo de corte con respecto al % de corte del deflector

Área de fugas entre la coraza y el deflector, para cada deflector Ssb Es el área transversal entre el deflector y la coraza por donde se fuga el fluido sin pasar por el haz de tubos y se determina en función del claro diametral entre la coraza y el deflector,

sb.

Esta área se calcula por la ecuación (3.12),

tomando el valor correspondiente de

sb

de la tabla B, en función de la fabricación

de la coraza (de lámina rolada o de tubo) y de su diámetro.

67

Ssb

Di 2

cos 1 1 sb

1

2lc Di

(3.12)

Claro diametral entre la coraza y el deflector,

sb

en m

sb -3

0.196 – 0.3185 (8-13 in)

2.540 x 10 (0.100 in)

0.343 – 0.4165 (14-17 in)

3.175 x 10 (0.125 in)

Estos valores son para la

0.441 – 0.5635 (18-23 in)

3.810 x 10 (0.150 in)

-3

coraza de tubo. Si se utiliza la

0.588 – 0.9555 (24-39 in)

4.445 x 10 (0.175 in)

0.980 – 1.323 (40-25 in)

5.715 x 10 (0.225 in)

1.3475 (55 o más in)

7.620 x 10 (0.300 in)

-3

coraza rolada, se le debe -3

-3

agregar, a los valores de

sb,

-3

3.175 x 10 m (0.125 in)

-3

Tabla B. Claro diametral de la coraza al deflector

sb,

en función de Di

En las ecuaciones (3.11) y (3.12), el valor de cos-1(1-2lc / Di), está expresado en radianes y está entre 0 y /2.

De forma gráfica, esta área se puede calcular por medio de la Figura 3.5 , que está en función del porcentaje de corte del deflector (lc / Di)(100 %) y del diámetro interior de la coraza Di . Esta figura está basada en los estándares para intercambiadores de calor clase R de acuerdo a la clasificación de la TEMA. Las corazas de tubo están limitadas a diámetros menores de 0.6096 m (24 in); para diámetros mayores se usan las corazas fabricadas con lámina rolada. Cuando se considera un gran

sb,

el cálculo del coeficiente de transferencia

de calor resulta bajo en el lado de la coraza, y esto trae como consecuencia un cálculo conservador de la transferencia de calor. Sin embargo, cuando se

68

considera un claro pequeño, mejora la transferencia de calor, pero la pérdida de presión P se incrementa.

Figura 3.5 Estimación del área de fuga entre el deflector y la coraza

69

Área de Flujo a través de la ventana Sw

La sección por donde circula el fluido entre el corte del deflector y el diámetro interno de la coraza se obtiene por la diferencia entre el área total de la ventana Swg y el área ocupada por los tubos Swt en la ventana, con la ecuación (3.12).

Sw Swg Swt

(3.12)

La sección transversal entre la coraza y el corte del deflector Swg puede ser calculado por la ecuación (3.13). Los valores de Swg también se encuentran graficados en la Figura 3.6, en función de (lc/Di)(100) y Di.

Figura 3.6. Estimación de la sección transversal en la ventana

70

La sección de la ventana ocupada por los tubos Swt, se calcula por la ecuación (3.13).

Swt

Nt 1 Fc do2 8

(3.13)

El área transversal ocupada por los tubos Swt también puede ser obtenida de la Figura 3.7. Para usar esta figura se entra en la abscisa inferior con el valor apropiado de Nt; posteriormente se sube verticalmente hasta la línea sólida que corresponde a do. A continuación se intercepta horizontalmente a la línea punteada que corresponde al valor de Fc, calculado previamente por el método de la ecuación 3.2. A partir de estos puntos continuamos verticalmente para leer el valor de Swt en la abscisa superior.

Figura 3.7 Área ocupada por los tubos en la sección de ventana Swt

71

Diámetro equivalente de ventana Dw

Este parámetro se requiere solamente cuando el flujo es laminar, que corresponde a Rec

100. Este diámetro se calcula por la siguiente ecuación.

4Swt

Dw 2

(3.14)

Nt(1 Fc)do Di

72

3.3 CÁLCULO DE LA TRANSFERENCIA DE CALOR Y LA PÉRDIDA DE PRESIÓN EN EL LADO DE LA CORAZA Después de calcular los parámetros geométricos de la coraza, se procede a calcular la transferencia de calor y la pérdida de presión correspondiente, de acuerdo al Método de Delaware, como se muestra a continuación.

Cálculo del coeficiente de transferencia de calor en el lado de la coraza

Para calcular el coeficiente de transferencia de calor se requiere determinar primero otros parámetros, los cuales se muestran a continuación.

Cálculo del número de Reynolds Rec

El número de Reynolds en el lado de la coraza esta definido como:

Rec

doWc cSm

(3.15)

Donde: Wc; es el flujo másico del fluido en el lado de la coraza en Kg/hr (lb/hr) y c, viscosidad media del fluido en el lado de la coraza en Kg/m*hr (lb/ft*hr). Para tubos aletados, el número de Reynolds en el lado de la coraza está definido por la siguiente ecuación:

Rec

drWc cSm

(3.16)

Donde dr es el diámetro de la raíz del tubo. Se recomienda usar la temperatura media aritmética del fluido en el lado de la coraza (entre la temperatura de entrada y salida) al evaluar todas las propiedades medias del fluido en el lado de la coraza. En caso de rangos de 73

temperaturas grandes, para fluidos en los cuales la viscosidad es muy sensible al cambio de temperatura, se debe tener un cuidado especial (haciendo los cálculos en forma segmentada y cubrir un rango más limitado de temperaturas). Justamente en esos casos, la precisión del procedimiento es menor que para los casos convencionales.

Factor de corrección Ji El valor de este factor se obtiene de la gráfica para un banco de tubos sin considerar las corrientes de recirculación y de fuga, para un arreglo determinado de tubos, con los valores calculados de Rec, usando la Figura 3.8. Para determinar Ji en tubos con aletas y para número de Reynolds bajos, se puede utilizar como referencia, la variación para tubos lisos y aletados que se muestra en la Figura 3.9.

Figura 3.8 Factor de corrección Ji para un banco de tubos considerando la fricción del fluido

74

Coeficiente de transferencia de calor en el lado de la coraza para un banco de tubos sin considerar las corrientes de fuga y de recirculación hc El coeficiente de transferencia de calor para el fluido en el lado de la coraza considerando el coeficiente de fricción y sin tomar en cuenta las corrientes de fuga y de recirculación en el intercambiador de calor, se calcula por la ecuación (3.17), en donde se hace uso de parámetros previamente determinados y de las propiedades de fluido: kc, Cpc,

hc

c,

wc

y el factor de corrección Ji .

Wc kc JiCpc Sm Cpc c

2 3

c wc

0.14

(3.17)

Factor de corrección por efecto de la configuración del deflector Jc La geometría del deflector y en particular la forma de la sección de ventana, origina corrientes que no intercambian calor con los tubos y por lo tanto es necesario determinar el factor de corrección Jc para el cálculo del coeficiente de transferencia de calor. Este factor de acuerdo con el Método de Delaware, puede ser determinado de la Figura 3.9 y está en función de la fracción total de tubos en flujo cruzado Fc . Para diseño de intercambiadores de calor sin tubos en la ventana, el factror Jc = 1.

Figura 3.9 Factor de corrección por efecto de la configuración del deflector

75

Factor de corrección por efectos de fugas en el deflector Jl El fluido que no intercambia calor debido a que se fuga por los espacios entre los tubos y el deflector, así como entre el deflector y la coraza, debe considerarse en el cálculo del coeficiente de transferencia de calor por el factor de corrección Jl. Este factor se determina en el Método de Delaware a partir de la Figura 3.10, en función de la relación entre el área total de fugas por deflectores (S sb + Stb) y del área de flujo cruzado Sm, así como de la relación entre el área de fugas entre el deflector y la coraza Stb y el área total de fugas por deflectores (Ssb + Stb).

Figura 3.10 Factor de corrección por efecto de fuga del deflector

Factor de corrección por efecto de recirculación Jb

Las corrientes de recirculación no transfieren calor con los tubos, por lo tanto este efecto se considera en el factor de corrección Jb y se determina por medio de la Figura 3.11 o 3.12, en función de Fsbp y de N2 = Nss / Nc (relación del número de bandas selladoras al número de filas que atraviesan en una sección de flujo cruzado para un deflector). Las líneas continuas de la Figura 3.11 son para Re c 100 , y la Figura 3.12 son para Rec

100.

76

Figura 3.11 Factor de corrección por flujo de recirculación

Figura 3.12 Factor de corrección por flujo de recirculación

Factor de corrección por gradiente adverso de temperatura a bajos números de Reynolds Jr Este factor es igual a 1 si Rec

100. Para Rec entre 0 y 100, se usa el criterio

que se indica a continuación:

A.- Si Rec

100, J*r se obtiene de la Figura 3.13, conociendo Nb y (Nc + Ncw). 77

B.- Si Rec C.- Si 20

20, Jr adquiere el mismo valor de J*r determinado de la Figura 3.13. Rec

100, Jr se obtiene de la Figura 3.14, en función de J*r y de Rec.

Figura 3.13 Factor de corrección por gradiente adverso de temperatura, para Rec menor a 20

Factor de corrección por espaciamiento desigual entre deflectores en la entrada y/o salida del intercambiador de calor Js. Este factor influye cuando la distancia entre los deflectores a la entrada y/o a la salida del intercambiador de calor, es diferente de la distancia entre los deflectores del cuerpo de la coraza. El cálculo se hace usando la ecuación (3.18).

Js

Nb 1 l *S ,I 1 n" l *S ,O Nb 1 l *S ,I l *S ,O

1 n"

(3.18)

78

En donde: lS .- Espaciamiento entre deflectores en el interior. lS,I .- Espaciado entre deflectores de entrada. lS,O. .-Espaciado entre deflector de salida. n” = 0.6 para flujo turbulento (Rec n” = 1/3 para flujo laminar (Rec

100).

100).

Figura 3.14 Factor de corrección por gradiente adverso de temperatura, para Rec entre 20 y 100

Para el caso especial, pero común en que lS,I = lS,O la ecuación 3.18 se grafica en la Figura 3.15 para flujo turbulento y en la Figura 3.16 para flujo laminar.

79

Figura 3.15

Factor de corrección por gradiente adverso de temperatura Js en

función de Nb para flujo turbulento y en diversos valores de I*S,I = I*S,O.

Figura 3.16

Factor de corrección por gradiente adverso de temperatura Js en

función de Nb para flujo laminar y diferentes valores de I*S,I = I*S,O..

80

Coeficiente de transferencia de calor por convección en el lado de la coraza hCC Este coeficiente se refiere al coeficiente real de transferencia de calor por convección y se calcula a partir del coeficiente ideal hc

y de los factores de

corrección determinados con anterioridad, como se muestra en la ecuación (3.19).

hcc hcJcJlJbJrJs

(3.19)

Cálculo del área requerida de transferencia de calor

Para calcular el área de transferencia de calor se requiere del conocimiento del coeficiente global de transferencia de calor, el flujo térmico transmitido y de la diferencia media logarítmica de temperatura (DMLT).

Coeficiente global de transferencia de calor Udc

El coeficiente global de transferencia de calor para el lado de la coraza se calcula por medio de la ecuación (3.20), tomando en cuenta el ensuciamiento y con la ecuación (3.21) para cuando se consideran tubos limpios.

Udc

Udc

1 1 1 et Rd hcc hio k

1 1 1 et hcc hio k

(3.20)

(3.21)

En esta ecuación, et es el espesor de la pared del tubo y k es la conductividad térmica de la pared del tubo. Para tubo aletado, es necesario incluir la eficiencia de la aleta o un término de resistencia. 81

Flujo térmico Q

El flujo térmico transmitido, está relacionado con el área de transferencia de calor y con la diferencia media logarítmica de temperatura, como indica la ecuación (3.22).

Q

A Udc Ft DMLT

(3.22)

Donde DMLT es la diferencia media logarítmica de temperatura para flujos en contra corriente y Ft es el factor de corrección.

Diferencia media logarítmica de temperatura (DMLT)

Analizando la ecuación (3.22) se observa que a mayor DMLT se obtiene menor área de transferencia de calor A, y sabiendo de antemano que uno de los problemas que encara el diseño de los equipos de transferencia de calor, es el aprovechamiento óptimo del potencial térmico de manera práctica y económica, quedan clara la importancia que tiene el cálculo adecuado de la DMLT. Se tienen tres casos importantes de la variación de temperatura los cuales dependen de la configuración del flujo a lo largo del intercambiador y son los siguientes: a) El flujo concurrente como se muestra en la Figura 3.17 y 3.21, en donde se observa que a la entrada del intercambiador

de calor se tiene una gran

transferencia de calor y que a medida que los fluidos avanzan a través del equipo, la transferencia de calor disminuye asintóticamente al acercarse a una temperatura límite. Como resultado de lo anterior se tiene que el intercambiador de calor es más efectivo por unidad de área de transferencia de calor a la entrada que a la salida. Si el intercambiador de calor aumentara indefinidamente de longitud se reduciría la transferencia de calor notablemente por unidad de área. b) El flujo a contracorriente como se muestra en las Figuras 3.18 y 3.21, en donde la trasferencia de calor a lo largo del intercambiador de calor es mucho más 82

constante. Se ha encontrado que la diferencia media logarítmica de temperatura es mayor en este caso, que para el flujo concurrente, por lo que se requiere menor área de transferencia de calor para transmitir el mismo flujo térmico. Además, el fluido frío puede alcanzar mayores temperaturas que la temperatura de salida del fluido caliente, lo que no puede ocurrir en el caso del flujo concurrente. c) El flujo cruzado como se muestra en al Figura 3.19 y 3.21, en donde el fluido caliente circula en la dirección x mientras que el fluido frío circula en la dirección y, y la variación de la temperatura es una función de las dos variables. En el análisis tridimensional se puede observar que el fluido caliente se enfría más en el lado de y = 0, que en lado de y =1; en lo que se refiere al fluido frío este se calienta más del lado de x = 0 que del lado de x = 1 y como resultado la máxima diferencia de temperatura se tiene en el lado (0,0).

Figura 3.17

Variación de las temperaturas en transferencia de calor en flujo

concurrente.

83

Figura 3.18

Variación de las temperaturas en transferencia

de calor en flujo en

contracorriente.

Figura 3.19

Variación de las temperaturas en transferencia de calor en flujo

cruzado.

84

En las Figuras 3.20 y 3.21 se hace una comparación relativa de los tres tipos de flujos y se observa que los mejores resultados se obtiene para el flujo contracorriente y para las mayores relaciones de T0/ T1. Los flujos en los intercambiadores de calor son mas complicados, que los tres casos simples descritos antes, por esta razón, el cálculo de la diferencia media logarítmica resulta muy complicado. En estos casos el procedimiento práctico que se sigue para el cálculo de la diferencia media logarítmica, es usar la diferencia media logarítmica de temperaturas del caso de contracorriente y aplicarle un factor de corrección Ft que depende del tipo de equipo. En la literatura de diseño de intercambiadores de calor (TEMA.) se presentan gráficas para la determinación de los factores de corrección Ft para los tipos de intercambiadores de calor de coraza y tubos, en función del número de pasos por el lado de los tubos y por el lado de la coraza y en función de S y de R que se conocen como la eficiencia térmica y capacidad calorífica, respectivamente.

Figura 3.20 Comparación de los tres casos de transferencia de calor

85

Figura 3.21 Comparación de la variación de la temperatura en los tres casos de transferencia de calor en función del ángulo entre las dos corrientes.

Longitud efectiva de tubos del intercambiador de calor l

Se calcula a partir de la determinación del área de transferencia de calor, del número, del espesor y del diámetro de los tubos como se muestra en la ecuación (3.23).

l

A doNt

(3.23)

86

Cálculo de la pérdida de presión en el lado de la coraza

La otra parte importante del cálculo en el diseño de intercambiadores de calor de coraza y tubos, es el cálculo de la pérdida de presión en el lado de la coraza. Este cálculo se desarrolla como se indica a continuación.

Factor de fricción de un banco de tubos ideal f i

El factor de corrección por fricción para arreglo triangular y cuadrado rotado, en función de Rec, se determina por medio de la Figura 3.22, y para arreglos cuadrados en línea, por medio de la Figura 3.23. Para el caso de tubos aletados este factor deberá incrementarse en un 50%.

Figura 3.22 Factor de fricción para un banco de tubos ideal por el lado de la coraza.

87

Figura 3.23 Factor de fricción para un banco de tubos ideal por el lado de la coraza.

Pérdida de presión en una sección de flujo cruzado sin tomar en cuenta las corrientes de fuga o de recirculación Pb.i .

Esta pérdida de presión está en función del factor de fricción f i , del flujo másico Wc, del número de hileras de tubos en flujo cruzado Nc, y de la sección de flujo cruzado Sm , así como también de la relación entre la viscosidad media del fluido

c

y de la viscosidad a la temperatura de pared

wc

como se indica en la

ecuación (3.24).

Pb,i

2 f iWc 2 N c 2 c gSm

0.14 wc

(3.24)

c

88

Pérdida de presión en una sección de ventana sin tomar en cuenta las corrientes de fuga o de recirculación Pw,i .

El cálculo de esta pérdida de presión está en función del flujo másico Wc, del número de hileras en flujo cruzado en la sección de ventana Ncw, del la sección del flujo cruzado Sm, de la densidad

c

y del área de flujo a través de la ventana Sw, y

se hace para dos situaciones diferentes de números de Reynolds.

A.- Si Rec

100

Wc 2 2 0.6Ncw 2gSm S w c

Pw,i

B.- Si Rec

(3.25)

100

Pw,i

Wc 26 gSm S w c

c

N cw P do

ls Dw 2

Wc 2 gSm S w

(3.26) c

Factor de corrección para la pérdida de presión por efecto de fugas en los deflectores Rl.

Este factor de corrección toma en cuenta las corrientes de fuga entre los deflectores, la coraza y los tubos, y se obtiene de la Figura 3.24 en función de la relación entre el área total de fugas por deflectores (Ssb + Stb) y del área de flujo cruzado Sm, así como de la relación entre el área de fugas entre el deflector y la coraza Ssb y el área total de fugas por deflectores (Ssb + Stb).

89

Factor de corrección en la pérdida de presión por efecto de recirculación Rb Este factor de corrección es debido a las corrientes de recirculación en el haz de tubos y se obtiene de la Figuras 3.25 y 3.26, en

función de Fsbp y de

N2 = (Nss/Nc) (relación del número de bandas selladoras al número de filas que atraviesan en una sección de flujo cruzado para un deflector).

Figura 3.24 Factor de corrección para la pérdida de presión por efecto de fuga en el deflector.

Figura 3.25 Factor de corrección de la pérdida de presión por efecto de fuga de recirculación.

90

Figura 3.26 Factor de corrección de la pérdida de presión por efecto de flujo de recirculación.

Factor de corrección en la pérdida de presión por espaciamiento desigual en los deflectores a la entrada y a la salida Rs.

Este factor de corrección es debido al espaciamiento desigual entre deflectores a la entrada y a la salida del intercambiador de calor, y se determina por la ecuación (3.27).

Rs

1 * l 2 S ,I

n´

lS*,O

n´

(3.27)

Donde: n´ = 1.6 para flujo turbulento (Rec > 100) n´ =

1 para flujo laminar (Rec < 100)

91

Pérdida de presión total en el lado de la coraza Pc.

La pérdida de presión total en el lado de la coraza, se calcula sumando las siguientes pérdidas de presión: a) Pérdidas de presión en las secciones de entrada y de salida. La pérdida de presión en las secciones de entrada y la salida es afectada por el flujo de recirculación, pero no por las fugas. Adicionalmente, se debe considerar la variación del espaciado entre los deflectores a la entrada y a la salida del intercambiador de calor. La pérdida de presión combinada para la sección de entrada y salida se expresa por la ecuación (3.28).

Pe,s

2 Pb,i 1

N cw RbRs Nc

(3.28)

En las ecuación (3.28), Pb,i es la pérdida de presión en una sección de flujo cruzado sin tomar en cuenta las corrientes de fuga o de recirculación; Ncw es el número de filas en flujo cruzado en cada ventana; Nc es el número de filas de tubos que pasan por una sección de flujo cruzado; Rb es el factor de corrección para la pérdida de presión por efecto de recirculación y Rs es el factor de corrección para la pérdida de presión por efecto de espaciamiento desigual entre los deflectores a la entrada y a la salida. Las secciones del intercambiador de calor para las que se determinan las pérdidas de presión de entrada y de salida se muestran en las zonas sombreadas de la Figura 3.27. b) Pérdidas de presión en el interior de las secciones de flujo cruzado. La pérdida de presión en el interior de las secciones de flujo cruzado es afectada por las corrientes de fuga y de recirculación. Entonces, la pérdida de presión combinada para el interior de la sección de flujo cruzado se calcula con la ecuación siguiente:

Pfc

Nb 1 Pb,i RbRl

(3.29) 92

En la ecuación (3.29) Nb es el número de deflectores y Rl es el factor de corrección para la pérdida de presión por efecto de fugas en los deflectores. La porción del intercambiador de calor a la que corresponde ésta pérdida de presión se muestra en la zona sombreada de la Figura 3.28. c) Pérdida de presión en las secciones de ventana. La pérdida de presión en la sección de ventana es afectada por las fugas, pero no por el flujo de recirculación. En esas condiciones, la pérdida de presión combinada para todas las secciones de ventana, que se indican por la zona sombreada de la Figura 3.29, es determinada por la ecuación (3.30).

Psv

Nb Pw,i Rl

(3.30)

La pérdida de presión total en el lado de la coraza se obtiene por medio de la suma de las ecuaciones (3.28), (3.29), (3.30):

Pc

Nb 1 Pb,i Rb Nb Pw,i Rl 2 Pb,i 1

N cw RbRs Nc

(3.40)

Todos los factores incluidos en la ecuación (3.40), dependen de la precisión en la fabricación de los intercambiadores de calor, que deben estar de acuerdo a lo recomendado por la TEMA. La pérdida de presión total calculada por la ecuación (3.40), es considerada del 20 al 30 % mayor que la calculada para el flujo a través del intercambiador de calor sin fugas y sin los efectos de recirculación en el haz de tubos.

Figura 3.27 Sección de entrada y salida de un intercambiador de calor tipo E.

93

Figura 3.28 Sección de flujo cruzado el interior de una coraza tipo E.

Figura 3.29 Sección de ventana de un intercambiador de calor de coraza tipo E.

94

3.4 CÁLCULO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR POR EL LADO DE LOS TUBOS El cálculo del intercambiador de calor por el lado de los tubos, requiere del conocimiento del coeficiente de transferencia de calor por convección y de la pérdida de presión, como se indica a continuación.

Flujo térmico.

El flujo térmico se refiere a la energía transferida del fluido caliente al fluido frío, y es función de la variación de temperaturas y del calor específico, de acuerdo a la siguiente ecuación:

Q W Cpt t 2 t1

(3.41)

Cálculo de la temperatura media logarítmica DMLT.

La diferencia media logarítmica de temperatura entre los dos fluidos se calcula de acuerdo a D. Kern, por la ecuación:

DMLT

T1 t 2

T2 t1 T t In 1 2 T2 t1

(3.42)

Cálculo del factor de corrección para la temperatura media logarítmica Ft. El factor de corrección de la temperatura media logarítmica está en función del arreglo del haz de tubos del intercambiador de calor que se pretende diseñar. El factor Ft puede determinar de gráficas, que se encuentran en los libros de transferencia de calor de intercambiadores de calor, en función de las variables S y R. 95

R

T1 t 2 t 2 t1

S

t 2 t1 T1 t1

Eficiencia térmica

(3.43)

Capacidad calorífica

(3.44)

Debe recordarse que S es siempre menor que la unidad y el valor de R puede ser mayor o menor de la unidad, dependiendo de la relación de temperaturas. Para dos o cuatro pasos en el lado de los tubos se usan las ecuaciones (3.45) y (3.46), para determinación de Ft .

Cuando R 1

Ft

R2 R 2 In S 2 S

1 1

1 S 1 RS

In

2

(3.45)

1 R

R

1

1 R

R2 1

Cuando R =1

1.4142 Ft

1 S 1 RS

2 1 R S In 2 1 R S

R

2

(3.46)

1

R2 1

Cálculo de la temperatura media logarítmica corregida DMLTC La temperatura corregida se determina por la ecuación siguiente.

DMLTC

DMLT FT

(3.47)

96

Cálculo del número de tubos Nt La cantidad de tubos de un diámetro definido que son necesarios para proporcionar el área de transferencia de calor que se requiere, se determina por la ecuación siguiente.

A do l

Nt

(3.48)

Este es el numero de tubos calculado, pero que se tiene que utilizar el número de tubos inmediato superior que se adapte a la geometría del intercambiador de calor y que se determina de la tabla A1 del apéndice A.

Obtención de los diámetros de la coraza Di y del haz de tubos Dotl . El diámetro de la coraza Di y del haz de tubos Dotl se obtiene de la tabla A1 del apéndice A, en función de la geometría del intercambiador de calor.

Cálculo del área de flujo af . El área por donde circula el fluido en el interior de los tubos se determina con la siguiente ecuación.

di 2 4

Nt af

n

Nt

do

2et 4

n

2

(3.49)

97

Cálculo de la masa velocidad Gt . El fluido que circula por el interior de los tubos en función del área de flujo del intercambiador de calor y del flujo másico se determina de la siguiente ecuación:

Gt

Wt af

(3.50)

Cálculo de la velocidad del fluido por el lado de los tubos Vt . La velocidad del fluido en el interior de los tubos se calcula por medio de la masa velocidad.

Vt

Gt 3600

(3.51) t

Es importante conocer esta velocidad, debido a que si es muy elevada puede ocasionar erosión, destruyendo los tubos o si es muy baja puede ocasionar incrustación, además de tener una gran influencia en la pérdida de presión. El rango de valores que es recomendado para la velocidad en el Sistema Internacional de unidades es de 1< Vtp