ESCUELA SUPERIOR POLITÉCNICA DE CHIMBORAZO

FACULTAD DE MECÁNICA

ESCUELA DE INGENIERÍA MECÁNICA

“DISEÑO TÉRMICO E HIDRÁULICO DE UN INTERCAMBIADOR DE CORAZA Y TUBOS”

LLANGARÍ LLIGUÍN VALERIA PRISCILA

SOLÍS SÁNCHEZ GERMÁN EDUARDO

TESIS DE GRADO

Previa a la obtención del Título de:

INGENIERO MECÁNICO

RIOBAMBA – ECUADOR

2012

DERECHOS DE AUTORÍA

El trabajo de grado que presentamos, es original y basado en el proceso de

investigación y/o adaptación tecnológica establecido en la Facultad de

Mecánica de la Escuela Superior Politécnica de Chimborazo. En tal virtud, los

fundamentos teórico - científicos y los resultados son de exclusiva

responsabilidad de los autores. El patrimonio intelectual le pertenece a la

Escuela Superior Politécnica de Chimborazo.

f) Llangarí Lliguín Valeria Priscila f) Solís Sánchez Germán Eduardo

DEDICATORIA

A las personas que toda mi vida me han brindado su apoyo, a mis padres

Jacinto y Socorro por su ejemplo y amor, a mis hermanas Tatiana y Carolina

por su comprensión y cariño.

A mis familiares y amigos que de una u otra manera supieron apoyarme en

esta etapa de mi vida.

Valeria Llangarí

A mis padres Martha y Germán por su apoyo incondicional, a mi hermana

Gabriela que ha sido un ejemplo de superación y constancia. Todo lo que soy

se lo debo a ustedes y les dedico esta meta alcanzada.

A mis amigos que me apoyaron en esta etapa importante de mi vida.

Germán Solís

AGRADECIMIENTO

Agradezco a Dios, a la Escuela Superior Politécnica de Chimborazo, en

especial a la Escuela de Ingeniería Mecánica, a mi director de tesis Ing. Ramiro

Valenzuela, a mi asesor de tesis Ing. Pacífico Riofrío y al Ing. Miguel Cedeño

Gerente Técnico de Industria Acero de los Andes, por la ayuda para la

culminación de este trabajo.

De manera especial a mis padres y hermanas que han sido mi inspiración para

culminar con éxito mi carrera.

Valeria Llangarí

Agradezco a Dios por darme la fortaleza suficiente para superar las cosas

difíciles que se han presentado en mi carrera estudiantil. A todos y cada uno

quienes hacen la Escuela de Ingeniería Mecánica.

Y en especial a mis padres que me apoyaron de una u otra manera para

culminar con éxito una etapa de mi vida. A mi hermana por apoyarme en todo

momento.

Germán Solís

CONTENIDO

Pág.

1. INTRODUCCIÓN 1.1 Antecedentes…………………………………………………………..….......…... 1 1.2 Justificación técnica, económica y social…………………………..……....…... 1 1.2.1 Justificación técnica……………………………………………….….…….......... 1 1.2.2 Justificación económica…………………………………….………….……........ 2 1.2.3 Justificación social…………………………………..………………………......…2 1.3. OBJETIVOS………………………………………………………………….......... 2 1.3.1 Objetivo general……………………………………………………...…..…….…. 2 1.3.2 Objetivos específicos………………………………………………….....……….. 2 2. MARCO TEÓRICO 2.1 Generalidades…………………………………………….…………………..….... 3 2.2 Introducción y principios básicos…………………………….………………...... 3 2.2.1 Trasferencia de calor……………………………………………….…………..….3 2.2.2 Tipos de transferencia de calor………………………………………..……….... 3 2.2.2.1 Transferencia de calor por conducción……………………………...……..…… 3 2.2.2.2 Transferencia de calor por convección……………………………….….....…... 4 2.2.2.3 Transferencia de calor por radiación………………………………….…….…... 5 2.2.3 Intercambiadores de calor……………………………………………………..…. 5 2.2.4 Tipos de intercambiadores de calor…………………………………………..…. 6 2.2.4.1 Tipos de intercambiadores de calor por su operación……………...……….... 6 2.2.4.2 Tipos de intercambiadores de calor por su función………………………….... 9 2.2.4.3 Tipos de intercambiadores de calor por la forma de construcción……........ 10 2.2.5 Intercambiador de calor tipo coraza y tubos……………………………......... 11

2.2.5.1 Usos de los intercambiadores de calor de coraza y tubos………...…...…… 12 2.2.5.2 Designación de intercambiadores de calor según TEMA…………...….…... 12 2.2.5.3 Partes de un intercambiador de calor de coraza y tubos……………....…… 14 2.2.5.4 Tipos de intercambiadores de calor a utilizar…………………………........... 20 2.3 Metodología de diseño de intercambiadores de calor………………............ 23 2.3.1 Datos proporcionados por el cliente………………………………………..….. 24 2.3.1.1 Lugar de funcionamiento………………………………………….…….…........ 24 2.3.1.2 Tipos de proceso a realizar…………………………………………………..… 27 2.3.1.3 Fluidos del proceso…………………………………………………..………….. 30 2.3.2 Propiedades físicas de los fluidos……………………………….....……....…. 32 2.3.2.1 Gravedad específica…………………………………………………………….. 32 2.3.2.2 Calor específico……………………………………………………….….....…... 33 2.3.2.3 Conductividad térmica………………………………………………….……..… 34 2.3.2.4 Viscosidad………………………………………………………………………… 36 2.3.3 Clasificación de los fluidos del proceso según TEMA………………..……... 37 2.3.4 Criterios para la selección de un intercambiador de calor…………..…….... 38 2.3.4.1 Criterios para la selección de materiales de construcción………….....….… 42 2.3.5 Diseño térmico……………………………………………………..…………..... 47 2.3.5.1 Método de la diferencia de temperatura media logarítmica LMTD……........ 47 2.3.5.2 Tamaño aproximado de un intercambiador de calor de coraza y tubos…... 50 2.3.5.3 Cálculos preliminares…………………………………………………..……….. 60 2.3.5.4 Cálculos auxiliares…………………………………………………...………….. 79 2.3.5.5 Evaluación del diseño térmico……………………………………………......... 92 2.3.6 Diseño hidráulico……………………………………………………………....... 94 2.3.6.1 Caída de presión en la coraza……………………………………….……...…. 94 2.3.6.2 Caída de presión en los tubos…………………………………………..……… 97 2.3.6.3 Evaluación del diseño hidráulico……………………………………….…..….. 98

3. DISEÑO TÉRMICO E HIDRÁULICO 3.1 Planteamiento del problema……………………………………….…..……..… 99 3.2 Diseño del intercambiador de calor tipo AES…………………..……..…...…. 99 3.2.1 Datos de entrada…………………………………………………………...….… 99 3.2.2 Diseño térmico………………………………………………………...….....…. 100 3.2.2.1 Cálculo del área supuesta………………………………………….……....… 100 3.2.2.2 Criterios de diseño………………………………………………...………....... 104 3.2.2.3 Cálculos preliminares…………………………………………………..……... 104 3.2.2.4 Cálculos auxiliares…………………………………………………..…..…..… 106 3.2.2.5 Evaluación del diseño térmico………………………………………….......... 108 3.2.3 Diseño hidráulico………………………………………………………….....… 110 3.2.3.1 Caída de presión en la coraza………………………………………….......... 110 3.2.3.2 Caída de presión en los tubos……………………………………………...... 111 3.2.3.3 Evaluación del diseño hidráulico…………………………………………...... 111 3.3 Diseño del intercambiador de calor tipo AKT……………………….…….… 111 3.3.1 Datos de entrada…………………………………………………………….… 111 3.3.2 Diseño térmico…………………………………………………………...…..… 113 3.3.2.1 Cálculo del área supuesta………………………………………………....…. 113 3.3.2.2 Criterios de diseño…………………………………………………………...... 116 3.3.2.3 Cálculos preliminares………………………………………………………..... 116 3.3.2.4 Cálculos auxiliares……………………………………………………………... 117 3.3.2.5 Evaluación del diseño térmico……………………………………………...... 119 3.3.3 Diseño hidráulico…………………………………………………...……..…… 120 3.3.3.1 Caída de presión en la coraza……………………………………………...... 120 3.3.3.2 Caída de presión en los tubos……………………………………………...... 121 3.3.3.3 Evaluación del diseño hidráulico…………………………………………...... 121

4. COMPARACIÓN DE RESULTADOS 4.1 Resultados del intercambiador de calor AES………………………..……… 122 4.1.1 Data sheet (HTRI)……………………………………………………………… 122 4.1.2 Data sheet (Programa Excel)………………………………………..…..…… 123 4.1.3 Comparación de los data sheet……………………………………...….…… 124

4.2 Resultados del intercambiador de calor AKT…………………………..…… 128 4.2.1 Data sheet (HTRI)…................................................................................... 128 4.2.2 Data sheet (Programa Excel)……………………………………………….… 129 4.2.3 Comparación de los data sheet…………………………………………….… 129 5. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 5.1 Conclusiones……………………………………………….…………………... 133 5.2 Recomendaciones……………………………………………………………... 135 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS BIBLIOGRAFÍA LINKOGRAFÍA ANEXOS

LISTA DE TABLAS

Pág.

1 Datos proporcionado por el cliente………………………………………….………. 24 2 Gravedad específica del agua y del vapor de agua………………………….…… 32 3 Calores específicos del agua y del vapor de agua………………………………... 33 4 Conductividades térmicas del agua y del vapor de agua……………………….... 35 5 Viscosidades dinámicas del agua y del vapor de agua………………………..…. 37 6 Comparación de TEMA para intercambiadores clases R, C y B………………... 38 7 Comparación de TEMA de los diferentes tipos de cabezales fijos…………….... 39 8 Comparación de TEMA de los diferentes tipos de coraza……………………….. 39 9 Comparación de TEMA de los diferentes tipos de cabezales removibles……....40 10 Guía para la selección del tipo de intercambiador de calor…………………….... 41 11 Guía para la selección del diámetro de los tubos…………………………….…… 42 12 Materiales para tubos de intercambiadores de calor……………………………... 46 13 Materiales para corazas de intercambiadores de calor…………………………... 46 14 Coeficientes de transferencia de calor típicos…………………………………..…. 53 15 Dimensiones estandarizadas de los tubos……………………………………........ 56 16 Valores de F1 para varios diámetros y disposición de tubos…………………..… 58 17 Valores de F2 para diferentes números de pasos en los tubos……………..…… 58 18 Valores de F3 para varias construcciones de haz de tubos…………………….... 58 19 Posibles combinaciones entre las relaciones de longitud efectiva de los tubos y diámetro interno de la coraza..................................................................59 20 Datos de entrada requeridos…………………………………………………….…... 60 21 Dimensiones de coraza y diámetro interno de coraza para espejo fijo……….... 62 22 Dimensiones de coraza y diámetro interno de coraza para cabezal y espejo flotante……………………………………………………………………….… 62 23 Conductividades térmicas λtw de algunos materiales típicos de tubos…….…… 64

24 Dimensiones recomendadas de pasos en la disposición de tubos……………… 64 25 Parámetros geométricos básicos en la disposición de tubos……………………. 65 26 Número de pasos en los tubos…………………………………………………….... 73 27 Coeficientes de correlación para ji y fi…………………………………………….… 90 28 Propiedades del fluido que circula por la coraza (AES)………………………….. 99 29. Propiedades del fluido que circula por los tubos (AES)……………………….... 100 30 Coeficientes de transferencia de calor y resistencias por ensuciamiento (AES)……………………………………………………………………………….… 102 31 Factores de corrección F1, F2 y F3 (AES)……………………………………….... 103 32 Combinaciones posibles entre Ds y Lta (AES)……………………………………. 103 33 Criterios de diseño (AES)…………………………………………………………... 104 34 Cálculos preliminares (AES)…………………………………………………..…… 104 35 Cálculos auxiliares (AES)………………………………………………………..…. 106 36 Propiedades del fluido que circula por la coraza (AKT)……………………...…. 112 37 Propiedades del fluido que circula por los tubos (AKT)……………………...…. 112 38 Coeficientes de transferencia de calor y resistencias por ensuciamiento (AKT)……………………………………………………………………………….… 114 39 Factores de corrección F1, F2 y F3 (AKT)……………………………………….... 115 40 Combinaciones posibles entre Ds y Lta (AKT)…………………………………..... 115 41 Criterios de diseño (AKT)………………………………………………………..…. 116 42 Cálculos preliminares (AKT)…………………………………………………..…… 116 43 Cálculos auxiliares (AKT)………………………………………………………..…. 117 44 Comparación de resultados (AES)………………………………………………... 125 45 Comparación de las propiedades físicas de los fluidos (AES)…………………. 126 46 Comprobación de valores admisibles (AES)……………………….……………. 127 47 Comparación de resultados (AKT)………………………………………………… 130 48 Comparación de las propiedades físicas de los fluidos (AKT)…………………. 131 49 Comprobación de valores admisibles (AKT)…………………………………...… 132

LISTA DE FIGURAS

Pág.

1 Transferencia de calor por conducción…………………………..…………..………. 4 2 Transferencia de calor por convección…………………………………....…………. 4 3 Intercambiador de calor de flujo paralelo……………………………….……..…….. 7 4 Intercambiador de calor de contraflujo……………………………….………………. 7 5 Intercambiador de calor de flujo cruzado………………………….……………….... 8 6 Intercambiador de calor de paso simple y de paso múltiple….………………….... 9 7 Intercambiador de calor regenerativo y no-regenerativo…………………….…… 10 8 Intercambiador de calor de coraza y tubos………………………………..………..10 9 Intercambiador de calor de placa……………………………………….………...… 11 10 Designación de intercambiadores de calor según TEMA……….……………….. 13 11 Partes de un intercambiador de calor de coraza y tubos…….…………………... 14 12 Disposiciones comunes para los tubos…………………….………………………. 15 13 Tipos de corazas…………………………………………..………………………..… 16 14 Tipos de deflectores segmentados………………….……………………………… 19 15 Intercambiador de cabezal flotante interno (Tipo AES)………………………....... 21 16 Rehervidor de caldera (Tipo AKT)……………………………………..……………. 22 17 Proceso de diseño de un intercambiador de calor……………….……………….. 23 18 Refinería Talara………………………………………………….………………….... 24 19 Esquema del proceso de destilación del petróleo……….………………………... 28 20 Gravedades específicas de hidrocarburos líquidos…………..……………………33 21 Calores específicos de hidrocarburos líquidos……………..………………………34 22 Conductividades térmicas de hidrocarburos líquidos………..…………………….35 23 Viscosidades dinámicas de hidrocarburos líquidos……………..………………… 36 24 Variación de las temperaturas de los fluidos en un intercambiador………..…… 48

25 Diámetro interno de la coraza y longitud efectiva de los tubos………….………. 59 26 Combinaciones recomendadas entre los diámetro de coraza ytubos………..… 63 27 Definiciones de longitud de tubo………………………………………………....…. 66 28 Altura de corte del deflector parcial Lbch relacionada a Bc……………….……….. 68 29 Valores recomendados de corte de deflector parcial Bc……………..…………… 68 30 Tramo máximo de tubo sin apoyo Lb,max………………………….………………… 70 31 Dibujo esquemático de la distribución de deflectores……….………….………… 71 32 Factor de corrección Ψn para pasos múltiples…………………….………………. 73 33 Patrón típico de flujo en corriente de bypass con tiras de sellado………..……...74 34 Espacio diametral tubo - agujero del deflector Ltb……………………….……...… 75 35 Espacio diametral coraza - deflector Lsb…………………………….…………...… 76 36 Espacio diametral interior de la coraza - haz de tubos Lbb….………………...…. 77 37 Relaciones geométricas del deflector…………………….………………………… 82 38 Región de flujo que cruza entre deflectores………….……………………………. 95 39 Región de flujo considerada para una ventana de flujo…………………..……….95 40 Región de flujo para los compartimentos del primero y el último……..………….97 41 Región de flujo de los tubos por cada paso……………………………..………….98 42 Data sheet HTRI (AES)…………………………………………….………………. 123 43 Data sheet del programa en Excel según TEMA (AES)….…………………….. 124 44 Errores relativos: HTRI vs. Programa Excel (AES)….………………………….. 125 45 Comparación de propiedades físicas: HTRI vs. Programa Excel (AES)…….... 127 46 Data sheet HTRI (AKT)…………………………………………………….………. 128 47 Data sheet del programa en Excel según TEMA (AKT)……………….……….. 129 48 Errores relativos: HTRI vs. Programa Excel (AKT)………………..…………….. 130 49 Comparación de propiedades físicas: HTRI vs. Programa Excel (AKT)…….... 132

SIMBOLOGÍA

αs Coeficiente de transferencia de calor del fluido en el lado de la coraza

αsc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido

αi Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal

αt Coeficiente de transferencia de calor del fluido en el lado de los tubos

αtc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos corregido

∆pbi Caída de presión para un banco de tubos ideal

∆pc Caída de presión del flujo cruzado entre los deflectores

∆pe Caída de presión del fluido en los compartimentos del primero y el último

∆ps Caída de presión total del fluido en la coraza

∆ps allow Caída de presión máxima permisible en la coraza

∆pt Caída de presión del fluido en los tubos

∆pt allow Caída de presión máxima permisible en los tubos

∆pw Caída de presión en todas las ventanas de los deflectores

∆TA Diferencia de temperatura en el extremo A

∆TB Diferencia de temperatura en el extremo B

∆Tm Diferencia de temperatura media

θds Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de coraza interna

θctl Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con el diámetro exterior de la última fila de tubos

θtp Ángulo característico en la disposición de tubos

λs Conductividad térmica a temperatura media del fluido en la coraza

λt Conductividad térmica a temperatura media del fluido en los tubos

λtw Conductividad térmica de la pared del tubo

µs Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza

µs,w Viscosidad dinámica a temperatura de la pared del tubo

µt Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en los tubos

ρs Densidad a temperatura media del fluido en la coraza

ρt Densidad a temperatura media del fluido en los tubos

(Φs)r Parámetro de correlación entre las viscosidades dinámicas

(Φs)-r Inverso del parámetro de correlación entre las viscosidades dinámicas

Ψc Factor de corrección del Ntt

a Coeficiente de correlación para ji y fi

A Área total de transferencia de calor

Ai Área interna del tubo

Am Área media efectiva

Ao Área total de transferencia de calor requerida

Ao’ Área efectiva de transferencia de calor

Ao cal Área de transferencia de calor calculada

Ao req Área de transferencia de calor requerida

b Coeficiente de correlación para ji y fi

Bc Corte del deflector como porcentaje de Ds

C1 Contante de distribución de tubos

Cbh Constante del tipo de flujo (coeficiente de transferencia de calor)

Cbp Constante del tipo de flujo (caída de presión)

CB Tipo de haz de tubos

Cph Calor específico del fluido caliente

Cpc Calor específico del fluido frío

Cps Calor específico a temperatura media del fluido en la coraza

Cpt Calor específico a temperatura media del fluido en los tubos

Dctl Diámetro primitivo de la última fila de tubos

Dotl Diámetro exterior de la última fila de tubos

Ds Diámetro interno de la coraza

Dt Diámetro externo del tubo

Dti Diámetro interno del tubo

Dw Diámetro hidráulico equivalente de una ventana de deflector parcial

fi Factor de corrección (caída de presión) para un banco de tubos ideal

ft Factor de rozamiento entre el fluido y la pared del tubo

F Factor de corrección del LMTD

F1 Factor de corrección por diámetro de tubo y arreglo de tubos

F2 Factor de corrección por el número de pasos en los tubos

F3 Factor de corrección por tipo de coraza y tipo de arreglo del haz de tubos

Fc Fracción de tubos en flujo cruzado entre los extremos de un deflector

Fsbp Fracción del área de bypass para el área total de flujo cruzado

Fw Fracción de tubos en una ventana

g Gravedad

hfg Entalpía del fluido a la temperatura y presión de saturación

Hrp Pérdidas primarias por longitud de tubo

ji Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) para un banco de tubos ideal

Jb Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) de transferencia de calor por efecto del bypass

Jc Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial

Jl Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector

Jr Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) para gradiente de temperatura adverso en flujo laminar

(Jr)r Primera aproximación del factor de corrección en flujo laminar

Js Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) por espacios desiguales de los deflectores en la entrada y/o salida

Lbb Espacio diametral interior de la coraza – haz de tubos

Lbc Espaciado central de deflectores

Lbch Altura de corte del deflector

Lbi Espacio del deflector de entrada

Lbo Espacio del deflector de salida

Li* Relación entre el espacio de entrada y el espaciado central de deflectores

Lo* Relación entre el espacio de salida y el espaciado central de deflectores

Lpl Expresa el efecto bypass de partición entre las paredes del tubo

Lpp Distancia efectiva entre filas de tubos en la dirección de flujo

Lsb Espacio diametral interior de la coraza – deflector

Lta Longitud efectiva de tubo para el área de transferencia de calor

Ltb Espacio diametral tubo OD - agujero del deflector

Lti Longitud de tubo en el deflector

Lto Longitud total de tubo

Ltp Paso en la disposición de tubos

Ltp,eff Paso efectivo en la disposición de tubos

Ltw Espesor de la pared del tubo

ms Velocidad másica del fluido en la coraza por unidad de área

mt Velocidad másica del fluido que circula por cada tubo

Mc Flujo másicos del fluido frío

Mcl Flujo másicos delíquido frío a la salida

Mcv Flujo másicos de vapor saturado a la salida

Mh Flujo másicos del fluido caliente

Ms Velocidad másica del fluido en la coraza

Mt Velocidad másica del fluido en los tubos

mw Velocidad másica del fluido en la coraza

n Pendiente de la curva del factor de fricción

Nb Número de deflectores

Nc Número total de filas de tubos en todo el intercambiador

Nsp Número de pasos en la coraza

Nss Número pares de tiras de sellado

Ntcc Número efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo

Ntcw Número efectivo de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector

Ntp Número de pasos en los tubos

Ntt Número total de tubos

Ntw Número de tubos en una ventana

Nut Número de Nusselt del fluido en los tubos

Prs Número de Prandtl del fluido que circula por la coraza

Prt Número de Prandtl del fluido que circula por los tubos

q Calor transferido por unidad de tiempo

qcal Flujo de calor calculado

qreq Flujo de calor requerido

ri Radio interno del tubo

rlm Parámetro de correlación entre las áreas de fuga y el área de flujo

ro Radio externo del tubo

rs Parámetro de correlación entre las áreas de fuga

rss Parámetro de correlación entre el número de tiras de sellado y el número efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo

R Parámetro de trabajo para encontrar el factor de corrección para LMTD

Rb Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del bypass

Res Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza

Ret Número de Reynolds del fluido que circula por los tubos

Rfs Resistencia térmica por ensuciamiento del fluido el lado de la coraza

Rft Resistencia térmica por ensuciamiento del fluido el lado de los tubos

Rl Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector

Rs Factor de corrección (caída de presión) por espacios desiguales de los deflectores en la entrada y/o salida

S Eficiencia térmica de un intercambiador de calor

S’ Eficiencia térmica real de un intercambiador de calor

Sb Área de bypass dentro de un deflector

Sm Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector

Ssb Área de fuga coraza - deflector

Stb Área de fuga tubo - deflector

Sw Área neta de flujo a través de una ventana del deflector

Swg Área bruta de ventana de flujo

Swt Área de la ventana del deflector parcial ocupada por los tubos

Tc Temperatura del fluido frío

Tci Temperatura del fluido frío a la entrada

Tco Temperatura del fluido frío a la salida

Th Temperatura del fluido caliente

Thi Temperatura del fluido caliente a la entrada

Tho Temperatura del fluido caliente a la salida

Ts,av Temperatura promedio del fluido en la coraza

Tsi Temperatura interna del fluido en la coraza

Tso Temperatura externa del fluido en la coraza

Tt,av Temperatura promedio del fluido en los tubos

Tti Temperatura interna del fluido en los tubos

Tto Temperatura externa del fluido en los tubos

Tw Temperatura de la pared del tubo

Uo Coeficiente global de transferencia de calor

Uo cal Coeficiente global de transferencia de calor calculado

vs Velocidad del fluido que circula por la coraza

vt Velocidad del fluido que circula por los tubos

LISTA DE ABREVIACIONES

ASME Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos

CMTD Diferencia de temperatura media logarítmica corregida

LMTD Diferencia de temperatura media logarítmica

NTU Número de Unidades de Transferencia

TEMA Asociación de Fabricantes de Intercambiadores Tubulares

MVGO Gasóleo Mediano de Vacío

LISTA DE ANEXOS

A Diagrama de flujo B Manual de operación del usuario C Esquema del intercambiador de calor AES D Disposición de los tubos del intercambiador AES E Dimensionamiento general del intercambiador AES F Esquema 3D del intercambiador de calor AES G Esquema del intercambiador de calor AKT H Disposición de los tubos del intercambiador AKT I Dimensionamiento general del intercambiador AKT J Esquema 3D del intercambiador de calor AKT

RESUMEN

El título de este trabajo de investigación es Diseño Térmico e Hidráulico de un

Intercambiador de Coraza y Tubos.

Se ha diseñado un intercambiador de calor de coraza y tubos con la colaboración de

Industria Acero de los Andes, la misma que servirá como memoria técnica para la

implementación de proyectos futuros a realizarse en la Refinería de Talara – Perú.

Se analizaron los tipos de procesos a realizarse en la Refinería, de los cuales los más

destacados son: El calentamiento de crudo utilizando crudo reducido, fluidos que no

presentan cambio de fase en el proceso, por lo cual se seleccionó un intercambiador

de calor tipo AES. La generación de vapor de agua utilizando MVGO (Gasóleo

Mediano de Vacío), proceso que permite el cambio de fase del agua, por lo cual se

seleccionó un intercambiador de calor tipo AKT.

Para el correcto diseño térmico se empleó el método LMTD (Diferencia de

Temperatura Media Logarítmica), con el cual se determinó el tamaño del

intercambiador de calorconociendo las temperaturas de entrada/salida, y el flujo

másico de los fluidos.

El diseño hidráulico se realizó con la finalidad de comprobar que las caídas de presión

se encuentren dentro de los rangos admisibles y consistió en el cálculo de: La caída

de presión en la coraza, que principalmente depende de la geometría de los

deflectores. La caída de presión en los tubos, que depende de la geometría de los

tubos y su número de pasos.

Para la validación del diseño se utilizó el software HTRI proporcionado por Industria

Acero de los Andes, con el cual se obtuvo resultados muy similares a los

proporcionados por el programa que se desarrolló en Excel.

ABSTRACT

The title of this research works is Thermal and Hydraulic Design of a Shell and Tube

Exchanger.

It was designed shell and tube heat exchangers with the collaboration of Acero de los

Andes Industry; it will serve, as a technical report for the implementation of future

projects will take place in the Talara Refinery, Peru.

It was analyzed the kinds of processes to be performed in the Refinery, from which the

most important are: The heating using reduced crude oil, fluids that exhibit no phase

change in the process, which was selected by a heat exchanger AES type. The steam

generation using MVGO (Medium Oil Vacuum), process that allows the phase change

of water, which was selected by a heat exchanger type AKT.

For the correct thermal design methodology was LMTD (Log Mean Temperature

Difference), which determined the size of heat exchanger knowing the input/output

temperatures, and the massive flow of fluids.

The hydraulic design was performed in order to verify that the pressure drops are

within the allowable ranges and consisted in the calculation of: The pressure drop on

the shell, which mainly depends on the geometry of the baffles. The pressure drop in

the pipes, which depends on the geometry of the tubes and the number of steps.

For design validation, HTRI softwarewas used, provided by Acero de los Andes

Industry, which was obtained with results very similar to those provided by the program

that was developed in Excel.

- 1 -

CAPÍTULO I

1. INTRODUCCIÓN

1.1 Antecedentes

A través de los años la necesidad del ser humano de transformar energía existente en

la naturaleza, a energía que sirva a la humanidad mediante sistemas mecánicos u

otros, ha llevado a la necesidad de que el calor debe ser transferido de un lugar a otro,

o bien, de un fluido a otro.

Los intercambiadores de calor nos permiten elevar la temperatura de un fluido, tales

como los hidrocarburos, con el fin de disminuir su viscosidad y así facilitar su

transporte, obteniendo un ahorro de energía. La utilización de estos equipos en las

refinerías se ha incrementado en tal forma, que se evidencia la necesidad de

incrementar la capacidad productiva de las empresas a través de la disminución del

tiempo, el costo de producción y un desarrollo local de ingeniería de diseño.

Por lo antes mencionado, Industria Acero de los Andes viendo la necesidad, se abre

campo en la industria de los intercambiadores de calor mediante un proyecto a

aplicarse en Talara - Perú. Para lo cual se necesita un estudio del diseño bajo normas

internacionales como ASME y TEMA, pudiendo desarrollar así una memoria técnica, la

que servirá para la aplicación del proyecto de la empresa.

1.2 Justificación técnica, económica y social

1.2.1 Justificación técnica. La limitación en la producción actual de

intercambiadores de calor es debida a una escasa incursión de los fabricantes en

diseños térmicos e hidráulicos, los cuales son realizados actualmente en su mayoría

por empresas extranjeras.

Con la existencia de una memoria técnica y un sistema computacional, Industria Acero

de los Andes tendrá la posibilidad de realizar el diseño de una variedad de

intercambiadores, con facilidad y sin tener que recurrir a empresas extranjeras.

- 2 -

1.2.2 Justificación económica. Debido al poco interés existente en la industria

ecuatoriana respecto al diseño térmico e hidráulico de un intercambiador de calor, el

desarrollo de este proyecto es rentable en función de la inversión que es baja si se

hace la relación beneficio – costo, ya que la implementación de este sistema

computarizado es muy fácil y se puede usar en cualquier computador que tenga Excel.

1.2.3 Justificación social.Este proyecto producirá un efecto positivo en esta zona

industrial, mejorará la calidad de vida e incentivará proyectos similares en los demás

sectores, logrando así la participación e integración, involucrando trabajo comunitario,

administración local, fuentes de trabajo, es decir el avance y progreso del sector

industrial.

1.3. OBJETIVOS

1.3.1 Objetivo general.Diseñar un intercambiador de calor de coraza y tubos,

enfocando el análisis en el ámbito térmico - hidráulico.

1.3.2 Objetivos específicos

Analizar el marco teórico de los intercambiadores de calor de coraza y tubos.

Diseñar un intercambiador de calor de coraza y tubos sin cambio de fase.

Diseñar un intercambiador de calor de coraza y tubos con cambio de fase.

Validar los diseños de los intercambiadores de calor mediante un software

especializado.

- 3 -

CAPÍTULO II

2. MARCO TEÓRICO

2.1 Generalidades

En física, la transferencia de calor es el paso de energía térmica desde un cuerpo de

mayor temperatura a otro de menor temperatura. Cuando un cuerpo, por ejemplo, un

objeto sólido o un fluido, está a una temperatura diferente de la de su entorno u otro

cuerpo, la transferencia de energía térmicaocurre de tal manera que el cuerpo y su

entorno alcancen equilibrio térmico. La transferencia de calor siempre ocurre desde un

cuerpo más caliente a uno más frío, como resultado de la segunda ley de la

termodinámica.

2.2 Introducción y principios básicos

2.2.1 Trasferencia de calor. Al estudiar la transferencia de calor podemos decir que

no solo se trata de explicar cómo puede ser transferida la energía calorífica, sino

también trata de predecir la rapidez a la que se realizará este intercambio bajo ciertas

condiciones especificadas. La transferencia de calor contempla al primer y segundo

principios de la termodinámica, al proporcionar reglas experimentales adicionales que

se pueden utilizar para establecer la rapidez de transferencia de energía.

2.2.2 Tipos de transferencia de calor. Existen tres formas diferentes en las que el

calor puede pasar de la fuente al recibidor, aun cuando muchas de las aplicaciones en

la ingeniería son combinaciones de dos o tres de las mismas. Estas son: conducción,

convección y radiación.

2.2.2.1 Transferencia de calor por conducción. La conducción es el mecanismo de

transferencia de calor en escala atómica a través de la materia por actividad

molecular, por el choque de unas moléculas con otras, donde las partículas más

energéticas le entregan energía a las menos energéticas, produciéndose un flujo de

calor desde las temperaturas más altas a las más bajas.Los mejores conductores de

calor son los metales.

- 4 -

Figura 1. Transferencia de calor por conducción

Fuente: Portalweb. Wikispaces

Para un volumen de espesor ∆x, con área de sección transversal A y cuyas caras

opuestas se encuentran a diferentes temperaturas T1 y T2, se encuentra que el calor

∆q transferido en un tiempo ∆t fluye del extremo caliente al frío. La rapidez de

transferencia de calor q está dada por la ley de la conducción de calor de Fourier.

dx

dTAkq −= (1)

Donde:

A = Área de transferencia de calor (m2)

k= Conductividad térmica del material (W/m°K)

dT/dx = Gradiente de temperatura

2.2.2.2 Transferencia de calor por convección. La convección es el mecanismo de

transferencia de calor por movimiento de masa o circulación dentro de la sustancia.

Puede ser natural, producida solo por las diferencias de densidades de la materia; o

forzada, cuando la materia es obligada a moverse de un lugar a otro, por ejemplo el

aire con un ventilador o el agua con una bomba. Sólo se produce en líquidos y gases

donde los átomos y moléculas son libres de moverse en el medio.

Figura 2. Transferencia de calor por convección

Fuente: Portalweb. Wikispaces

- 5 -

La superficie A entrega calor con una temperatura T2 al fluido adyacente que se

encuentra a una temperatura T1. Un modelo de transferencia de calor q por

convección, llamado ley de enfriamiento de Newton, es el siguiente:

( )12 TTAhq −= (2)

Donde

h = Coeficiente de convección(W/m2°K)

A = Superficie que entrega calor (m2)

2.2.2.3 Transferencia de calor por radiación.La radiación térmica es energía emitida

por la materia que se encuentra a una temperatura dada, se produce directamente

desde la fuente hacia afuera en todas las direcciones. Esta energía es producida por

los cambios en las configuraciones electrónicas de los átomos o moléculas

constitutivas y transportadas por ondas electromagnéticas o fotones, por lo que recibe

el nombre de radiación electromagnética. A diferencia de la conducción y la

convección, o de otros tipos de onda, como el sonido, que necesitan un medio material

para propagarse, la radiación electromagnética es independiente de la materia para su

propagación, de hecho, la transferencia de energía por radiación es más efectiva en el

vacío.[1]

Considerar la transferencia de radiación por una superficie de área A, que se

encuentra a una temperatura T. La rapidez a la cual se libera energía se llama

potencia de radiación q. Esto se conoce como la ley de Stefan, que se escribe como:

4 TAq σε= (3)

Donde

ε =Emisividad, sus valores varían en el rango 0 < ε < 1

σ = Constante de Stefan-Boltzmann 5.67x10-8 (W/m2°K 4)

2.2.3 Intercambiadores de calor. En los sistemas mecánicos, químicos, nucleares y

otros, ocurre que el calor debe ser transferido de un lugar a otro, o bien, de un fluido a

otro. Los intercambiadores de calor son los dispositivos que permiten realizar dicha

tarea. Un entendimiento básico de los componentes mecánicos de los

- 6 -

intercambiadores de calor es necesario para comprender cómo estos funcionan y

operan para un adecuado desempeño.

Las principales razones por las que se utilizan los intercambiadores de calor son:

• Calentar un fluido frío mediante un fluido con mayor temperatura.

• Reducir la temperatura de un fluido mediante un fluido con menor temperatura.

• Llevar al punto de ebullición a un fluido mediante un fluido con mayor

temperatura.

• Condensar un fluido en estado gaseoso por medio de un fluido frío.

• Llevar al punto de ebullición a un fluido mientras se condensa un fluido

gaseoso con mayor temperatura.

Debe quedar claro que la función de los intercambiadores de calor es la transferencia

de calor, donde los fluidos involucrados deben estar a temperaturas diferentes. En los

intercambiadores de calor los fluidos utilizados no están en contacto entre ellos, el

calor es transferido del fluido con mayor temperatura hacia el de menor temperatura al

encontrarse ambos fluidos en contacto térmico con las paredes metálicas que los

separan.

2.2.4 Tipos de intercambiadores de calor. Ya que los intercambiadores de calor se

presentan en muchas formas, tamaños, materiales de manufactura y modelos, estos

son categorizados de acuerdo con características comunes.Teniendo en cuenta esto,

los hemos clasificado de acuerdo a su operación, por su función y por la forma de

construcción.

2.2.4.1 Tipos de intercambiadores de calor por su operación. De a cuerdo a la

operación que deseamos realizar, podemos encontrar diversas direcciones relativas

que existe entre los dos flujos de fluido. Las tres categorías son: flujo paralelo,

contraflujo y flujo cruzado.

Flujo paralelo: Como se ilustra en la Figura 3, existe un flujo paralelo cuando el flujo

interno y externo fluyen en la misma dirección. En este caso, los dos fluidos entran al

intercambiador por el mismo extremo y estos presentan una diferencia de temperatura

significativa. La temperatura de los fluidos se aproxima la una a la otra, es decir que

uno disminuye su temperatura y el otro la aumenta tratando de alcanzar el equilibrio

- 7 -

térmico entre ellos.Debe quedar claro que el fluido con menor temperatura nunca

alcanza la temperatura del fluido más caliente.

Figura 3. Intercambiador de calor de flujo paralelo

Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons

Contraflujo: Como se ilustra en la Figura 4, se presenta un contraflujo cuando los dos

fluidos fluyen en la misma dirección pero en sentido opuesto. Cada uno de los fluidos

entra al intercambiador por diferentes extremos, ya que el fluido con menor

temperatura sale en contraflujo del intercambiador de calor en el extremo donde entra

el fluido con mayor temperatura, la temperatura del fluido más frío se aproximará a la

temperatura del fluido de entrada. Este tipo de intercambiador resulta ser más eficiente

que los otros tipos. En contraste con el intercambiador de calor de flujo paralelo, el

intercambiador de contraflujo puede presentar la temperatura más alta en el fluido frío

y la más baja temperatura en el fluido caliente una vez realizada la transferencia de

calor en el intercambiador.

Figura 4. Intercambiador de calor de contraflujo

Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons

- 8 -

Flujo cruzado: En la Figura 5 se muestra como en el intercambiador de calor de flujo

cruzado uno de los fluidos fluye de manera perpendicular al otro fluido, esto es, uno de

los fluidos pasa a través de tubos mientras que el otro pasa alrededor de dichos tubos

formando un ángulo de 90º.

Figura 5. Intercambiador de calor de flujo cruzado

Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons

En la actualidad, la mayoría de los intercambiadores de calor no son puramente de

flujo paralelo, contraflujo, o flujo cruzado; estos son comúnmente una combinación de

los dos o tres tipos de intercambiador. La razón de incluir la combinación de varios

tipos en uno solo, es maximizar la eficacia del intercambiador dentro de las

restricciones propias del diseño, que son: tamaño, costo, peso, eficacia requerida, tipo

de fluidos, temperaturas y presiones de operación, que permiten establecer la

complejidad del intercambiador.

Intercambiadores de paso simple y de paso múltiple: Un método que combina las

características de dos o más intercambiadores y permite mejorar el desempeño de un

intercambiador de calor es tener que pasar los dos fluidos varias veces dentro de un

intercambiador de paso simple.Cuando los fluidos del intercambiador intercambian

calor más de una vez, se denomina intercambiador de múltiple pasos. Sí el fluido sólo

intercambia calor en una sola vez, se denomina intercambiador de calor de paso

simple. En la Figura 6 se muestra un ejemplo de estos intercambiadores. Comúnmente

el intercambiador de múltiples pasos invierte el sentido del flujo en los tubos al utilizar

dobleces en forma de "U" en los extremos, es decir, el doblez en forma de "U" permite

al fluido fluir de regreso e incrementar el área de transferencia del intercambiador.Un

segundo método para llevar a cabo múltiples pasos es insertar deflectores dentro del

intercambiador.

- 9 -

Figura 6. Intercambiador de calor de paso simple y de paso múltiple

Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons

2.2.4.2 Tipos de intercambiadores de calor por su función. Los intercambiadores de

calor también pueden ser clasificados por su función en un sistema particular. Una

clasificación común es: intercambiador regenerativo y no-regenerativo.[2]

Intercambiador de calor regenerativo: Un intercambiador regenerativo es aquel

donde se utiliza el mismo fluido (el fluido caliente y el fluido frío es el mismo) como se

muestra en la Figura 7. Esto es, el fluido caliente abandona el sistema cediendo su

calor a un regenerador y posteriormente regresando al sistema. Los intercambiadores

regenerativos son comúnmente utilizados en sistemas con temperaturas altas donde

una porción del fluido del sistema se remueve del proceso principal y éste es

posteriormente integrado al sistema. Ya que el fluido que es removido del proceso

principal contiene energía, el calor del fluido que abandona el sistema se usa para

recalentar (regenerar) el fluido de regreso en lugar de expeler calor hacia un medio

externo más frío lo que mejora la eficacia del intercambiador.

Intercambiador de calor no-regenerativo: En un intercambiador no-regenerativo,

como se muestra en la Figura 7, el fluido con mayor temperatura es enfriado por un

fluido de un sistema separado, y la energía removida no es regresada al sistema.Es

importante recordar que el término "regenerativo/no-regenerativo" sólo se refiere a

"cómo" funciona el intercambiador de calor en un sistema y no indica el tipo de

intercambiador.

- 10 -

Figura 7. Intercambiador de calor regenerativo y no-regenerativo

Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons

2.2.4.3 Tipos de intercambiadores de calor por la forma de construcción. Si bien los

intercambiadores de calor se presentan en una inimaginable variedad de formas y

tamaños, la construcción de los intercambiadores está incluida en alguna de las dos

siguientes categorías: intercambiador de coraza y tubos, y de placa.[3]

Intercambiador de calor de coraza y tubos: La construcción más básica y común de

los intercambiadores de calor es el de tipo coraza y tubos que se muestra en la Figura

8.Este tipo de intercambiador consiste en un conjunto de tubos en un contenedor

llamado coraza. El flujo de fluido dentro de los tubos se le denomina comúnmente flujo

interno y aquel que fluye en el interior del contenedor como fluido de coraza o fluido

externo. En los extremos de los tubos, el fluido interno es separado del fluido externo

de la coraza por las placas del tubo. Los tubos se sujetan o se sueldan a una placa

para proporcionar un sello adecuado.En sistemas donde los dos fluidos presentan una

gran diferencia entre sus presiones, el líquido con mayor presión se hace circular

típicamente a través de los tubos y el líquido con una presión más baja se circula del

lado de la coraza.

Figura 8. Intercambiador de calor de coraza y tubos

Fuente: Catago de intercambiadores de calor. WCR

- 11 -

Intercambiador de calor de placa: El intercambiador de calor de tipo placa, como se

muestra en la Figura 9, está formado de placas en lugar de tubos para separar a los

dos fluidos caliente y frío. Los líquidos calientes y fríos se alternan entre cada uno de

las placas y los deflectores dirigen el flujo del líquido entre las placas. Ya que cada una

de las placas tiene un área superficial muy grande, las placas proveen un área

extremadamente grande de transferencia térmica a cada uno de los líquidos.Por lo

tanto, un intercambiador de placa es capaz de transferir mucho más calor con respecto

a un intercambiador de coraza y tubos con volumen semejante, esto es debido a que

las placas proporcionan una mayor área que la de los tubos. El intercambiador de

calor de placa, debido a la alta eficacia en la transferencia de calor, es mucho más

pequeño que el de coraza y tubos para la misma capacidad de intercambio de

calor.Sin embargo, el tipo de intercambiadores de placa no se utiliza extensamente

debido a la inhabilidad de sellar confiablemente las juntas entre cada una de las

placas, debido a este problema, este tipo de intercambiador se ha utilizado solamente

para aplicaciones donde la presión es pequeña.

Figura 9. Intercambiador de calor de placa

Fuente: Catago de intercambiadores de calor. WCR

2.2.5 Intercambiador de calor tipo coraza y tubos. La construcción más básica y

común de los intercambiadores de calor es el de tipo coraza y tubos. Por ende vamos

a detallar aun más este tipo de intercambiadores ya que es motivo del desarrollo de

esta tesis.

Cuando se requieren grandes superficies de transferencia de calor, para satisfacer las

demandas industriales, aquéllas pueden ser obtenidas más eficientemente por medio

de intercambiadores de calor de coraza y tubos.

- 12 -

Todos los elementos que entran en la construcción de los intercambiadores, han sido

objeto de una normalización publicada por TEMA, que especifica las características

mecánicas y térmicas correspondientes a las diversas condiciones de funcionamiento.

Los intercambiadores de calor de coraza y tubos están compuestos por tubos

cilíndricos, montados dentro de una coraza también cilíndrica, con el eje de los tubos

paralelos al eje de la coraza. Un fluido circula por dentro de los tubos, y el otro por el

exterior (fluido del lado de la coraza). Son el tipo de intercambiadores de calor más

usado en la industria.

2.2.5.1 Usos de los intercambiadores de calor de coraza y tubos. Son diversos los

usos que se le pueden acreditar a cada uno de los tipos de intercambiadores

existentes, pero en general, los intercambiadores son usados para recuperar calor

entre dos corrientes en un proceso. [4]

2.2.5.2 Designación de intercambiadores de calor según TEMA. Los

intercambiadores de coraza y tubos se diseñan de acuerdo a los estándares

publicados por la asociación de fabricantes de intercambiadores tubulares, conocida

como TEMA.

TEMA propone un sistema de normas para la designación de los tipos de

intercambiadores, conformada por tres letras que definen completamente al equipo. La

primera letra designa al tipo de cabezal estacionario empleado, la segunda el tipo de

coraza y la última al tipo de cabezal posterior. Para la especificación de las medidas

del intercambiador, se tiene un sistema de designación basado en el diámetro interno

de la coraza.

Por lo tanto la descripción completa de estos equipos es como sigue:

Diámetro de la coraza / Longitud de tubos XXX

Donde

XXX = son las letras que lo definen según la Figura 10.

- 13 -

Figura 10. Designación de intercambiadores de calor según TEMA

Fuente:TEMA. Standards of the tubular exchangers manufacturers association

La selección del tipo de equipo es gobernada por factores tales como la facilidad de

limpieza del mismo, la disponibilidad de espacios para la expansión entre el haz de

tubos y la coraza, previsión de empacaduras en las juntas internas, y sobre todo la

función que va a desempeñar.

- 14 -

2.2.5.3 Partes de un intercambiador de calor de coraza y tubos. Los componentes

básicos de este intercambiador son: el haz de tubos (o banco de tubos), coraza,

cabezal fijo, cabezal removible (o trasero), deflectores, y la placa tubular. Como se

indica en la Figura 11.[5]

Figura 11. Partes de un intercambiador de calor de coraza y tubos

Fuente: Intercambiadores de calor. Delgado Linares

Tubos: Los tubos son los componentes fundamentales, proporcionando la superficie

de transferencia de calor entre el fluido que circula por el interior de los tubos y la

coraza. Los tubos pueden ser completos o soldados y generalmente están hechos de

cobre o aleaciones de acero. Otras aleaciones de níquel, titanio o aluminio pueden ser

requeridas para aplicaciones específicas.

Los tubos pueden ser desnudos o aletados. Las superficies extendidas se usan

cuando uno de los fluidos tiene un coeficiente de transferencia de calor mucho menor

que el otro fluido. La cantidad de pasos por los tubos y por la coraza dependen de la

caída de presión disponible. A mayores velocidades, aumentan los coeficientes de

transferencia de calor, pero también las perdidas por fricción y la erosión en los

materiales. Por tanto, si la pérdida de presión es aceptable, es recomendable tener

menos cantidad de tubos, pero de mayor longitud en un área reducida.

Generalmente los pasos por los tubos oscilan entre 1 y 8. Los diseños estándares

tienen uno, dos o cuatro pasos por los tubos. En cuanto al espaciado de los tubos, los

- 15 -

orificios correspondientes no pueden situarse muy cerca entre sí, ya que ello debilitaría

estructuralmente cada cabezal de tubos o espejo. La distancia más corta entre dos

orificios adyacentes se denomina claro, y la distancia de centro a centro en tubos

adyacentes es el espaciado de los tubos, estando ambas dimensiones casi siempre

normalizadas.

Figura 12. Disposiciones comunes para los tubos

Fuente: Introducción a la termodinámica. Jorge A. Rodríguez

La ventaja del espaciado cuadrado consiste en que los tubos resultan accesibles para

la limpieza externa y que tienen una baja caída de presión cuando el fluido fluye en la

dirección indicada en la Figura 12c. En cambio en las disposiciones que se muestran

en la Figura 12a, 12b y 12d se produce mayor turbulencia, debido a que el fluido que

circula entre los tubos adyacentes a alta velocidad golpea directamente en la hilera

siguiente.

Coraza: La coraza es el contenedor del segundo fluido. La coraza generalmente es de

sección circular y está hecha de una placa de acero conformado en forma cilíndrica y

soldado longitudinalmente. Los tipos de corazas, se muestran en la Figura 13.

- 16 -

Figura 13. Tipos de corazas

Fuente: Introducción a la termodinámica. Jorge A. Rodríguez

El arreglo más común es el de tipo “E” por ser el más económico y térmicamente el

más eficiente, las boquillas de entrada y salida está ubicadas en los extremos

opuestos o adyacentes de la coraza, dependiendo del tipo y número de deflectores

empleados.

La coraza de dos pasos tipo“F” se utiliza cuando existe cruce de temperaturas y se

pretende lograr una contracorriente pura entre los fluidos de tubos y coraza o bien

evitar un valor bajo en el factor de corrección F al utilizar dos pasos en la coraza y más

de cuatro en los tubos, evitando la utilización de dos equipos en serie. El área

transversal de esta coraza, equivale a la mitad de una de un solo paso.

La coraza tipo “G” de flujo partido presenta las cualidades de la coraza tipo “F”, su uso

principal está en la condensación de vapores. El vapor entra por la parte superior de la

coraza dividiéndose en dos debido a la placa de soporte que divide a la coraza en dos

compartimentos idénticos. Después que el vapor pasa por la parte superior de la placa

longitudinal, cruza hacia el segundo paso de la coraza en dirección contraria para salir

por la boquilla inferior. Las velocidades y la longitud de travesía en la coraza, son las

mismas que para una coraza tipo “E”, la ventaja consiste en que el condensado se

mantiene por un tiempo más largo en contacto con los tubos.

La coraza tipo “H” de flujo partido doble se utiliza para reducir la caída de presión. En

condensadores, la alimentación de vapor se divide en las dos boquillas de

alimentación. La coraza se divide en dos compartimentos separados por un soporte

transversal completo en el centro de la coraza.

La coraza tipo “J” es empleada cuando el diseño se encuentra limitado por la caída de

presión en la coraza, ya que la mitad del fluido del lado de la coraza atraviesa la

- 17 -

misma área transversal y solo la mitad de la longitud del intercambiador. Esta coraza

tiene una boquilla central de entrada y dos de salida, o viceversa.

La coraza tipo “K” se utiliza para cuando se requiere generar vapor y por lo tanto, hay

que mantener una parte líquida del fluido de alimentación 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 arrastra tenga la oportunidad

de caer.

La coraza de tipo “X” o de flujo transversal no tiene deflectores segmentados, por lo

que el fluido atraviesa una vez al haz de tubos y la caída de presión es aún menor que

en el tipo J. Esta coraza posee soportes circulares que eliminan las vibraciones

inducidas por el fluido en los tubos.

Cabezal fijo: Hay dos tipos de cabezales fijos: tipo canal y tipo sombrero.

Los cabezales de canal atornillados tipo “A” consisten en ductos cilíndricos con bridas

a ambos extremos, una de ellas es atornillada a una cubierta plana y la otra a la placa

de los tubos o a otra brida en el extremo de la coraza. Este tipo de cabezal se emplea

cuando es frecuente la limpieza interna de los tubos.

Otro tipo son los de canales soldados “C” y “N” que son similares a los atornillados

pero solo un extremo posee brida, el otro extremo esta soldado a la placa de los tubos

o a la coraza. Al igual que en el tipo anterior se tiene acceso a los tubos, pero como el

canal y la cubierta de tubos forman una unidad, el haz no puede ser extraído.

El cabezal tipo sombrero “B” consiste en un barril cuyo fondo tiene forma de sombrero

y el otro lado tiene una brida que permite el atornillado a la placa de los tubos o a la

coraza. Este tipo es más económico que los anteriores, y después de removerlo

permite un acceso directo al haz de tubos una vez que se han desconectado las

tuberías externas de las boquillas del cabezal, por lo que es empleado cuando la

limpieza interna de los tubos no es frecuente.

El cabezal tipo “D” es utilizado especialmente para servicios a alta presión (presiones

de diseño del lado de los tubos superiores a 1000 psi).

- 18 -

Cabezal removible: Estos cabezales pueden ser de tres tipos principales: fijos,

flotantes y tubos en U.

Los cabezales fijos tipo “L” “M” y “N” constituyen un sistema rígido ya que la placa

de los tubos está adherida a la coraza, razón por la cual a los intercambiadores con

este tipo de cabezales se les denomina como tipo caja. El interior de los tubos puede

limpiarse mecánicamente, pero como el haz de tubos no puede ser removido sin cortar

la coraza, la limpieza exterior de los mismos solo puede ser efectuada por medios

químicos, por lo tanto estos equipos solo deben ser usados con fluidos limpios en el

lado de la coraza. Otra limitación consiste en los movimientos diferenciales (como

vibraciones y expansión o concentración térmica) que los materiales de los tubos y

coraza, sean capaces de absorber, por esta razón, la diferencia de temperaturas entre

los tubos y la coraza deben ser inferiores a 37.7 ºC(100 ºF).

Los cabezales flotantes son denominados así ya que el fijo se encuentra adherido a la

coraza, estos se encuentran virtualmente flotando dentro de la misma, permitiendo de

esta forma la extracción completa del haz de tubos.Este tipo decabezal además se

encuentra diseñado para trabajar en rangos de temperaturas superiores a los65.6 ºC

(150 ºF) Existen cuatro tipos: de anillos divididos “S”, tracción continua “T”, flotante

empacado externamente “P” y flotante sellado externamente “W”.

El cabezal tipo “S” está construido con una placa de tubos flotantes entre un anillo

dividido y una cubierta de placa de tubos. La placa de tubos se puede mover

libremente dentro de la cubierta de la coraza. Como existe una junta interna, este

cabezal es propenso a sufrir fugas, por lo tanto su presión interior de diseño se ve

limitada a 50 bares. Este tipo es recomendado para diseños con tubos removibles.

Cabezal tipo “T” , es construido con placas de tubos flotantes atornilladas a la cubierta

de placa de tubos. Posee la ventaja de reducir el tiempo necesario para las labores de

mantenimiento del equipo ya que el acceso a los tubos es muy sencillo, además

permite el manejo de presiones de hasta 70 bares.

En el cabezal tipo “W” , también conocido como tipo anillo de faro, los fluidos se

encuentran separados por dos empacaduras, una para la coraza y la otra para los

tubos, que se encuentran a su vez separadas por un anillo, por lo que hace que en

caso de fugas no exista posibilidad de mezclado de los fluidos dentro del equipo. Su

uso se encuentra limitado a uno o dos paso de tubos y bajas presiones.

- 19 -

El cabezal flotante externo tipo “P” posee todas las ventajas del tipo “W” además de

no tener restricciones en cuanto a la selección del fluido del lado de los tubos, no

obstante en la coraza se debe restringir a bajas presiones y fluidos no letales, dada la

presencia de sellos en este lado.

Por último los intercambiadores que emplean tubos en U, tipo “U” solo necesitan

cubierta para los tubos lo que permite q estos puedan moverse libremente respecto a

la coraza, por lo que los movimientos diferenciales del haz de tubos no representan un

problema. Por otra parte el haz de tubos puede ser extraído para limpieza mecánica

externa, pero internamente deben limpiarse por medios químicos, por lo que le fluido a

circular por el lado de los tubos debe ser relativamente limpio.

Deflectores: Es claro que se logran coeficientes de transmisión de calor más altos

cuando el fluido se mantiene en estado de turbulencia. Para inducir turbulencia fuera

del espacio de los tubos, es habitual emplear deflectores que hacen que el fluido

circule a través de la coraza a ángulos rectos con el eje de los tubos. Esto causa

considerable turbulencia aun cuando por la coraza fluya un caudal pequeño de fluido.

Hay varios tipos de deflectores que se emplean en los intercambiadores de calor,

siendo los más comunes los que se muestran en la Figura 14.

Figura 14. Tipos de deflectores segmentados

Fuente: Guía para el mantenimiento de intercambiadores de calor. Thermoequipos

- 20 -

Placa tubular o espejo: Los tubos se mantienen en su lugar al ser insertados dentro

de agujeros en la placa tubular, fijándose mediante expansión o soldadura. La placa

tubular es generalmente una placa de metal sencilla que ha sido taladrada para

albergar a los tubos(en el patrón deseado), las empacaduras y los pernos. En el caso

de que se requiera una protección extra de las fugas puede utilizarse una doble placa

tubular.

El espacio entre las placas tubulares debe estar abierto a la atmósfera para que

cualquier fuga pueda ser detectada con rapidez. Para aplicaciones más peligrosas

puede usare una placa tubular triple, sellos gaseosos e incluso un sistema de

recirculación de las fugas.

La placa tubular además de sus requerimientos mecánicos debe ser capaz de soportar

el ataque corrosivo de ambos fluidos del intercambiador y debe ser compatible

electroquímicamente con el material de los tubos. A veces se construyen de acero de

bajo carbono cubierto metalúrgicamente por una aleación resistente a la corrosión.

2.2.5.4 Tipos de intercambiadores de calor a utilizar. Se emplearán dos tipos de

intercambiadores de calor, uno sin cambio de fase (AES) y uno con cambio de

fase(AKT).

Intercambiador de cabezal flotante interno (Tipo AE S): Es el modelo más común,

tiene coraza de un paso, tubos de varios pasos con canal y cubierta desmontable,

cabezal flotante con dispositivo de apoyo. Tiene desviadores transversales y placas de

apoyo. Sus características son:

• Permite la expansión térmica de los tubos respecto a la coraza

• Permite el desmontaje

• Puede tener 2, 4,6 u 8 pasos en los tubos

• Los desviadores transversales, con el porcentaje de paso y su separación

modifican la velocidad en la coraza y su pérdida de carga

• El flujo es contracorriente y a favor de corriente en la mitad de los tubos.

- 21 -

Figura 15. Intercambiador de cabezal flotante interno (Tipo AES)

Fuente:TEMA. Standards of the tubular exchangers manufacturers association

1. Cabezal estacionario – Canal

3. Brida de cabezal estacionario – Canal o casquete

4. Cubierta de canal

5. Boquilla de cabezal estacionario

6. Placa tubular estacionaria

7. Tubos

8. Coraza

9. Cubierta de la coraza

10. Brida de la coraza – Extremo del cabeza estacionario

11. Brida de la coraza – Extremo del cabezal posterior

12. Boquilla de coraza

13. Brida de la cubierta de la coraza

15. Placa tubular flotante

16. Cubierta de cabezal flotante

17. Brida de la cubierta de cabezal flotante

18. Dispositivo de apoyo del cabezal flotante

27. Tirantes y espaciadores

28. Deflectores transversales o placas de soporte

29. Placa de choque

31. Separación de paso

32. Conexión de ventilación

33. Conexión de drenaje

34. Conexión de instrumentos

35. Silla de soporte

36. Agarradera de elevación

- 22 -

Rehervidor de caldera (Tipo AKT): Este intercambiador se caracteriza por la

configuración de la coraza. El vertedero a la derecha de los tubos mantiene el líquido

hirviente sobre los tubos. El vapor sale por la tobera superior y el líquido caliente sale

por la tobera inferior.[6]

Figura 16. Rehervidor de caldera (Tipo AKT)

Fuente:TEMA. Standards of the tubular exchangers manufacturers association

1. Cabezal estacionario – Canal

3. Brida de cabezal estacionario – Canal o casquete

4. Cubierta de canal

5. Boquilla de cabezal estacionario

6. Placa tubular estacionaria

7. Tubos

8. Coraza

9. Cubierta de la coraza

10. Brida de la coraza – Extremo del cabeza estacionario

12. Boquilla de coraza

15. Placa tubular flotante

16. Cubierta de cabezal flotante

17. Brida de la cubierta de cabezal flotante

27. Tirantes y espaciadores

28. Deflectores transversales o placas de soporte

31. Separación de paso

34. Conexión de instrumentos

35. Silla de soporte

36. Agarradera de elevación

38. Vertedero

39. Conexión de nivel de líquido

- 23 -

2.3 Metodología de diseño de intercambiadores de ca lor

El diseño de recipientes a presión, como el de la gran mayoría de los equipos para

procesos industriales, se encuentran regidos por diferentes normas y códigos. Para el

caso de los intercambiadores de calor de coraza y tubos, el código más empleado es

el ASME (American Society of Mechanical Engineers). Además existen las

normas TEMA (Standard of Tubular Exchangers Manufacturers Association)

Las normas TEMA tienen como finalidad regular los criterios de diseño y fabricación de

intercambiadores de calor de coraza y tubos.

El código ASME es un conjunto de normas, especificaciones, fórmulas de diseño y

criterios basados en muchos años de experiencia, todo esto aplicado al diseño,

fabricación, instalación, inspección, y certificación de recipientes sujetos a presión.La

División I, que forma parte de la Sección VIII de la ASME, es un compendio de normas

de diseño para las partes constitutivas de los recipientes sometidos a presión.[7]

La estructura lógica para el proceso de diseño de un intercambiador de calor puede

ser la siguiente:

Figura 17. Proceso de diseño de un intercambiador de calor

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

- 24 -

2.3.1 Datos proporcionados por el cliente. En esta parte del desarrollo de la tesis el

cliente debe aportar con datos requeridos para el diseño del intercambiador, como que

tipo de proceso quiere realizar, la función que va tener, el lugar donde se va colocar y

el tipo de fluido que va interferir en el mismo.

Tabla 1.Datos proporcionado por el cliente

Ítem Símbolo Unidad Descripción

1 - - Tipo de fluido que circula por la coraza y tubos

2 M Kg/h Masa de fluido que circula por la coraza y tubos

3 T °C Temperatura del fluido que circula por la coraza y tubos

4 ∆ps allow Kgf/cm2 Caída de presión admisible en la coraza y tubos

Fuente: Desarrollada en el transcurso de la tesis

2.3.1.1 Lugar de funcionamiento. Gracias al aporte de la Industria Acero de los

Andes, sabemos que el diseño de los intercambiadores va a servir para la

modernización de la refinería ubicada en Talara-Perú.

Figura 18. Refinería Talara

Fuente:Portalweb. Petroperú

Historia: A inicios del siglo pasado se inauguró en Talara, provincia costera del

departamento de Piura, la primera refinería de crudo de este país.

El desierto y el mar de Talara guardan yacimientos que los antiguos peruanos

llamaron “copé”, una especie de brea muy apreciada por los españoles que

conquistaron el Tahuantinsuyo. Esta riqueza convirtió a esta ciudad, en el siglo XX, en

uno de los más importantes centros de explotación industrial del petróleo del Perú.

- 25 -

Además de Talara, Petroperú administra también refinerías Conchán, en Lima; Iquitos,

en Loreto; y El Milagro, en Amazonas. Gran parte del territorio nacional se abastece de

combustible procedente de estas plantas, que al refinar más de 85 mil barriles diarios

de crudo producen gasolinas, gas licuado, turbo combustible para la aviación, diesel,

querosene, petróleos industriales y asfaltos, entre otros.

Ubicación: Refinería Talara se localiza en la ciudad del mismo nombre, en Piura, a

1185 kilómetros al norte de Lima, capital del Perú.Está instalada sobre un área de

128.9 hectáreas. Sus límites son los siguientes:

• Por el sur con el área residencial de Punta Arenas.

• Por el oeste y el norte con la bahía de Talara.

• Por el este con la avenida G de la ciudad.

Los tanques de almacenamiento están en la zona sudeste, y en la franja occidental,

distribuidas en dirección sur-norte, se encuentran las principales unidades de

procesos. En la bahía de Talara funciona el Muelle de Carga Líquida, donde se carga

y descarga multiproductos, desde GLP hasta petróleos industriales.Con una capacidad

de procesamiento de 65000 barriles por día, Refinería Talara es la segunda de mayor

producción del país.

Complejo industrial: Refinería Talara –líder en el Perú y a la vanguardia de las más

modernas empresas del sector energético– suministra productos de gran valor a

Estados Unidos y otros países.

Los técnicos y profesionales del complejo son permanentemente capacitados en el

uso de tecnología punta introducida en los procesos de refinanciación del crudo y

posterior comercialización de los derivados.La refinería cuenta con las siguientes

instalaciones:

• Unidad de destilación primaria

• Unidad de destilación al vacío I y II

• Complejo de craqueo catalítico

• Terminal multiproductos y amarradero

• Otras plantas y sistemas

- 26 -

Unidad de destilación primaria: En 1954, la Standard Oil Company (antes ESSO),

anterior propietaria de la refinería, puso en marcha esta unidad, cuya instalación y

diseño mecánico estuvo en manos de la contratista Arthur McKee Co.En 1965, al

crecer la demanda nacional e internacional de los derivados del crudo, su capacidad

fue ampliada de 45000 a 65000 barriles por día. El proceso que se realiza en esta

unidad es el siguiente: el crudo cargado es precalentado hasta alcanzar 660°F

(aproximadamente 348.9°C). A esta temperatura entra en la Torre de Destilación,

donde son destilados los combustibles principales: naftas, querosene, diesel y crudo

reducido.

Complejo de craqueo catalítico: Instalado en 1974 bajo el diseño mecánico y

construcción de la firma Japan Gasolina Co. (JGC), utiliza la tecnología Universal Oil

Products (UOP). Los productos principales son: GLP, nafta craqueada y material de

corte. Cuenta con un sistema de control por instrumentos neumático.Este complejo

tiene las siguientes plantas:

• Unidad de Destilación al Vacío

• Unidad de Craqueo Catalítico

• Unidad de Recuperación de Gases

• Unidad Meros

Amarradero: En el embarque de productos blancos y negros, Refinería Talara usa el

nuevo Muelle de Carga Líquida para atender buques tanque de hasta 35 MDWT.Este

moderno amarradero fue construido en 1995 por la firma Cosapi. Posee seis brazos de

carga equipados con un sistema de control de última generación para atender todos

los tipos de combustible. Cuenta también con un sistema automatizado contra

incendios.[8]

Otras plantas y sistemas: La refinería cuenta además con las siguientes plantas y

sistemas:

• Planta de Vacío II

• Planta de Agitadores y Filtros

• Planta de Destilación de Agua de Mar

• Sistema de Servicios Industriales

• Sistema de Tratamiento de Efluentes

• Sistemas de Recepción de Crudos y Transferencia de Productos

• Edificios

- 27 -

2.3.1.2 Tipos de proceso a realizar. Para poder saber qué tipo de procesos vamos a

realizar en el diseño de nuestro intercambiador de calor es necesario saber un poco

sobre la destilación del petróleo.

Destilación del petróleo: Destilar significa calentar un líquido hasta convertirlo en sus

vapores que, cuando son enfriados, retornan al estado inicial. El petróleo se separa en

sus diferentes componentes de forma gaseosa y estos después al condensarse

vuelven a un estado normal a temperatura ambiente.

En términos generales, la destilación primaria del petróleo es un proceso continuo de

transformaciones físicas, que se verifican a partir de la vaporización del petróleo crudo

sometido a determinadas temperaturas. Este proceso de calentar el crudo se realiza

en los hornos que alcanzan temperaturas de hasta 400°C y lo convierten en vapor.

Estos vapores entran por la parte inferior de la torre de destilación y ascienden por los

platos separadores o de burbujeo, amedida que suben se enfrían.

Estos vapores, al ser enfriados, se condensan, volviendo al estado liquido en forma de

productos como nafta virgen (llamada así porque en esa etapa no ha sufrido aún

transformación química), queroseno, gas-oil, etc.

En este proceso, que tiene lugar en la torre fraccionaria, inciden la densidad y el punto

de ebullición de los líquidos obtenidos por condensación del vapor; estos líquidos se

“fraccionan”, depositándose de arriba hacia abajo y viceversa en platos separadores,

del interior de la torre. Arriba, lo hacen los de menor peso (densidad) y punto de

ebullición; más abajo aquellos en que estos valores aumentan.Los subproductos o

cortes, como también se los denomina, son extraídos, finalmente, por una de las

partes laterales de la torre, a distintas alturas.

Los subproductos más ligeros se obtienen por la parte superior de la torre, en tanto los

más pesados son extraídos de la parte media y el fondo. La fracción superior de gas y

nafta es sometida a una etapa de enfriamiento para su condensación y separación en

el separador de gas, obteniéndose, entonces, gas y nafta virgen (formada por una

mezcla de hidrocarburos con cadenas de 4 a 12 carbonos). El reflujo de ésta se utiliza

para mantener la temperatura constante, en la parte superior de la torre, función que, a

distintas alturas de la misma, cumplen también los otros reflujos de las diversas

fracciones obtenidas. Mantener la temperatura constante es una condición necesaria

- 28 -

para obtener los subproductos o cortes en la forma deseada, es decir, en forma de

naftas, querosenos, gas-oil, etc. Descendiendo a niveles inferiores de la torre se extrae

el corte denominado queroseno, de mayor densidad que la nafta, compuesto por

hidrocarburos de 10 a 17 carbonos de mayor peso molecular.

El queroseno pasa a la torre destiladora donde es sometido a una inyección de vapor

con el objeto de arrastrar los hidrocarburos livianos o más ligeros, es decir la nafta,

que lleva disueltos todavía. Estos hidrocarburos livianos retornan al nivel superior de la

torre.

En el caso del gas-oil, formado por cadenas de hidrocarburos de más de 5 carbonos,

se repite la misma operación en la respectiva torre destiladora, para enviar el reflujo de

los hidrocarburos más livianos a la parte media de la torre.

En cuanto al crudo reducido (llamado así porque se le han sacado las fracciones más

livianas) sale por la parte inferior de la torre debido a que es el de mayor peso, está

constituido por una mezcla de hidrocarburos con cadenas de elevado número de

carbonos.

El queroseno y el gas-oil van directamente a la venta, el gas se utilizará como

combustible y en petroquímica, tras tratamiento posterior, para elaborar motonaftas. El

crudo reducido , a su vez, también en otra etapa posterior será utilizado para obtener

otros subproductos de refinería como gas licuado, motonaftas, gas-oil, diesel-oil, fuel-

oil, asfaltos, carbón, etc.

Figura 19. Esquema del proceso de destilación del petróleo

Fuente:Página web. Industria petroquímica

- 29 -

Como podemos darnos cuenta en el proceso de destilación del petróleo vamos a tener

diferentes procesos a realizar, como son el de calentar el crudo en diferentes etapas o

el de vaporizar el mismo para obtener sus productos.

Para entender más acerca de este tema vamos a decir que tendremos dos procesos a

realizar uno denominado “proceso sin cambio de fase” y el segundo “proceso con

cambio de fase”.[9]

Proceso sin cambio de fase: En este proceso no va existir un cambio de fase, es

decir va permanecer en un mismo estado, como es el líquido.

El estado líquido es un estado de agregación de la materia intermedio entre el estado

sólido y el gaseoso. Las moléculas de los líquidos no están tan próximas como las de

los sólidos, pero están menos separadas que las de los gases. Las moléculas en el

estado líquido ocupan posiciones al azar que varían con el tiempo.

Las distancias intermoleculares son constantes dentro de un estrecho margen. En

algunos líquidos, las moléculas tienen una orientación preferente, lo que hace que el

líquido presente propiedades anisótropas (propiedades, como el índice de refracción,

que varían según la dirección dentro del material). Los líquidos presentan tensión

superficial y capilaridad, generalmente se dilatan cuando se incrementa su

temperatura y pierden volumen cuando se enfrían, aunque sometidos a compresión su

volumen es muy poco variable a diferencia de lo que sucede con otros fluidos como

los gases.

Proceso con cambio de fase: Una fase es un estado en una secuencia de posibles

estados generalmente periódicos. Las fases en termodinámica son los distintos

estados homogéneos en los que se presenta una sustancia al ir cambiando su estado

termodinámico (temperatura, presión o concentración). Los tres estados básicos de la

materia son: sólido, líquido y gaseoso.

La evaporación es el cambio de fase de líquido a gas. La evaporación se produce sólo

en la superficie del agua y en todas las temperaturas. Sin embargo, la evaporación es

directamente proporcional a la temperatura, el aumento de la temperatura en aumento

en la tasa de evaporación.

- 30 -

Inversa de este proceso se llama condensación en el que, las moléculas de gas

(átomos) pierden calor y de cambio de fase de gas a líquido. Como en el caso de

fusión, cuando se le da calor al líquido, en un momento determinado de su

temperatura no cambia. Calor ganado dedicado a romper los enlaces entre moléculas

y átomos. A esta temperatura, la presión de vapor del líquido es igual a la presión de

los alrededores. Durante este proceso de evaporación se produce en todas partes del

líquido que se llama punto de ebullición. Punto de ebullición es una propiedad que la

distingue de los líquidos, cada materia tiene su propio punto de ebullición. Por ejemplo,

el agua hierve a 100°C en la presión atmosférica. [10]

2.3.1.3 Fluidos del proceso. Los fluidos a utilizar en los diversos procesos son

derivados del petróleo y agua.

El petróleo: Es una mezclahomogénea de compuestos orgánicos, principalmente

hidrocarburosinsolubles en agua.

Es de origen fósil, fruto de la transformación de materia orgánica procedente de

zooplancton y algas que, depositados en grandes cantidades en fondos anóxicos de

mares o zonas lacustres del pasado geológico, fueron posteriormente enterrados bajo

pesadas capas de sedimentos.

La transformación química debida al calor y a la presión durante la diagénesis

produce, en sucesivas etapas, desde betún a hidrocarburos cada vez más ligeros

(líquidos y gaseosos). Estos productos ascienden hacia la superficie, por su menor

densidad, gracias a la porosidad de las rocas sedimentarias. Cuando se dan las

circunstancias geológicas que impiden dicho ascenso (trampas petrolíferas como

rocas impermeables, estructuras anticlinales, márgenes de diapiros salinos, etc.) se

forman entonces los yacimientos petrolíferos.

Clasificación del petróleo según su gravedad API: Relacionándolo con su gravedad

API el American Petroleum Institute clasifica el petróleo en:

• Crudo liviano o ligero: tiene gravedades API mayores a 31.1 °API

• Crudo medio o mediano: tiene gravedades API entre 22.3 y 31.1 °API

• Crudo pesado: tiene gravedades API entre 10 y 22.3 °API

• Crudo extrapesado: gravedades API menores a 10 °API

- 31 -

Para los procesos ya antes mencionados vamos a requerir de los fluidos existentes en

la refinería como son: crudo, crudo reducido, MVGO y agua.[11]

Crudo: El petróleo es una mezclahomogénea de compuestos orgánicos,

principalmente hidrocarburosinsolubles en agua. También es conocido como petróleo

crudo o simplemente crudo. Se originaron a partir de restos de plantas y

microorganismos enterrados por millones de años y sujetos a distintos procesos físicos

y químicos. La transformación química (craqueo natural) debida al calor y a la presión

durante la diagénesis produce, en sucesivas etapas, desde betún a hidrocarburos

cada vez más ligeros (líquidos y gaseosos).En la refinería Talara (Perú) se emplea una

mezcla de crudos, 67% de Napo y 33% de Talara, resultando aproximadamente 26

°API.

Crudo reducido: Como sabemos en la refinación del petróleo el crudo ingresa a la

torre de destilación en forma de vapor y a medida que suben pierden calor y se

enfrían. Cuando cada componente vaporizado encuentra su propia temperatura, se

condensa y se deposita en su respectiva bandeja, a la cual están conectados ductos

por los que se recogen las distintas corrientes que se separaron en esta etapa. Al

fondo de la torre cae el "crudo reducido", es decir, aquel que no alcanzó a evaporarse

en esta primera etapa. En la refinería Talara (Perú) se emplea crudo reducido de

aproximadamente 8 °API.

MVGO:Gasóleo Mediano de Vacío, que es el residuo del proceso de destilación al

vacio, es usado para el suministro de aceite de limpieza, como insumo a la mezcla de

Crudo Comercial y como diluente del Residuo de Vacío que va hacia almacenaje. En

la refinería Talara (Perú) se emplea MVGO de aproximadamente 17 °API.

Agua de alimentación: El agua absorbe más calor a una determinada temperatura

que cualquier otra sustancia inorgánica. Se expande 1600 veces a medida que se

evapora para formar vapor a presión atmosférica. El vapor es capaz de almacenar

gran cantidad de calor. Estás propiedades únicas en el agua la convierten en la

materia prima ideal para procesos de generación energía.Todo tipo de agua

procedente de una fuente natural presenta cierta cantidad de materia disuelta o

- 32 -

suspendida, así como gases disueltos. La proporción de minerales disueltos en el

agua puede variar desde 30 g/L para el agua de mar hasta 0.005 - 1500 mg/L en agua

superficial. [8]

2.3.2 Propiedades físicas de los fluidos.Una propiedad física es una característica

que puede ser estudiada usando los sentidos o algún instrumento específico de

medida. Estas se manifiestan básicamente en los procesos físicos como cambios de

estado, cambios de temperatura, cambios de presión, etc.

2.3.2.1 Gravedad específica.La gravedad específica es una comparación de la

densidad de una sustancia con la densidad de otra que se toma como referencia, para

sólidos y líquidos se usa como referencia usualmente el agua. Ambas densidades se

expresan en las mismas unidades e iguales condiciones de temperatura y presión.

Tabla 2. Gravedades específicas del agua y del vapor de agua

Temperatura Gravedad específica

T (°C) sg agua/vapor

0 1.000 10 1.000 20 0.998 30 0.996 40 0.992 50 0.988 60 0.983 70 0.978 80 0.971 90 0.965 100 0.958 110 0.953 120 0.945 130 0.937 140 0.928 150 0.919 160 0.909 170 0.899 180 0.888 190 0.877 200 0.865

Fuente:Transferencia de calor. Yunus A. Cengel

- 33 -

Figura 20. Gravedades específicas de hidrocarburos líquidos

Fuente:Procesos de transferencia de calor. Donald Q. Kern

2.3.2.2 Calor específico. El calor específico es una magnitud física que se define

como la cantidad de calor que hay que suministrar a la unidad de masa de una

sustancia o sistema termodinámico para elevar su temperatura en una unidad.

Tabla 3. Calores específicos del agua y del vapor de agua

Temperatura Calor específico (Kcal/Kg °C)

T (°C) Cp agua Cpvapor

0 1.008 --- 10 1.002 --- 20 1.000 --- 30 0.999 --- 40 0.999 --- 50 0.999 --- 60 1.000 --- 70 1.001 --- 80 1.003 --- 90 1.005 --- 100 1.008 0.485 110 1.010 0.495 120 1.014 0.507

- 34 -

Tabla 3. (Continuación)

130 1.018 0.520 140 1.024 0.536 150 1.030 0.553 160 1.036 0.578 170 1.044 0.595 180 1.051 0.619 190 1.060 0.648 200 1.069 0.679

Fuente:Transferencia de calor. Yunus A. Cengel

Figura 21. Calores específicos de hidrocarburos líquidos

Fuente:Procesos de transferencia de calor. Donald Q. Kern

2.3.2.3 Conductividad térmica. La conductividad térmica es una propiedad física de

los materiales que mide la capacidad de conducción de calor. En otras palabras la

conductividad térmica es también la capacidad de una sustancia de transferir la

energía cinética de sus moléculas a otras moléculas adyacentes o a substancias con

las que no está en contacto.

- 35 -

Figura 22. Conductividades térmicas de hidrocarburos líquidos

Fuente:Procesos de transferencia de calor. Donald Q. Kern

Tabla 4. Conductividades térmicas del agua y del vapor de agua

Temperatura Conductividad térmica (Kcal/h m °C)

T (°C) λagua λvapor

0 0.480 --- 10 0.501 --- 20 0.514 --- 30 0.526 --- 40 0.538 --- 50 0.548 --- 60 0.557 --- 70 0.564 --- 80 0.571 --- 90 0.577 --- 100 0.582 0.0216 110 0.585 0.0225 120 0.588 0.0236 130 0.589 0.0248 140 0.589 0.0259 150 0.589 0.0272

- 36 -

Tabla 4. (Continuación)

160 0.587 0.0285 170 0.584 0.0298 180 0.580 0.0313 190 0.575 0.0328 200 0.569 0.0345

Fuente:Transferencia de calor. Yunus A. Cengel

2.3.2.4 Viscosidad. La viscosidad es la oposición de un fluido a las deformaciones

tangenciales. Un fluido que no tiene viscosidad se llama fluido ideal. En realidad todos

los fluidos conocidos presentan algo de viscosidad, siendo el modelo de viscosidad

nula una aproximación bastante buena para ciertas aplicaciones. La viscosidad sólo se

manifiesta en líquidos en movimiento.[1]

Figura 23. Viscosidades dinámicas de hidrocarburos líquidos

Fuente:Portalweb. Propiedades de los fluidos

- 37 -

Tabla 5. Viscosidades dinámicas del agua y del vapor de agua

Temperatura Viscosidad dinámica (cP)

T (°C) µagua µvapor

0 1.792 --- 10 1.308 --- 20 1.003 --- 30 0.798 --- 40 0.653 --- 50 0.547 --- 60 0.476 --- 70 0.404 --- 80 0.355 --- 90 0.315 --- 100 0.282 0.0123 110 0.261 0.0126 120 0.240 0.0130 130 0.219 0.0133 140 0.198 0.0137 150 0.187 0.0140 160 0.176 0.0143 170 0.165 0.0147 180 0.154 0.0150 190 0.147 0.0154 200 0.140 0.0157

Fuente:Transferencia de calor. Yunus A. Cengel

2.3.3 Clasificación de los fluidos del proceso según TEMA. Los intercambiadores

de calor pueden ser diseñados para trabajar con cualquier tipo de fluido, pero existe

una clasificación dada por TEMA, esta clasificación diferencia a los intercambiadores

de acuerdo al tipo de fluido con los que deberá trabajar y al grado de severidad del

servicio del intercambiador.

Clase R: Son intercambiadores de calor con un servicio severo máximo, empleados

en la industria del petróleo y sus procesos. Seguridad y durabilidad son requeridas

para el diseño de estos intercambiadores por tales condiciones rigurosas.

Clase C: Son intercambiadores de calor diseñados para servicios y requerimientos

generalmente moderados. La economía y total compactibilidad son las dos

características esenciales de esta clase.

Clase B: Son intercambiadores para un servicio de proceso general. Máxima

economía y óptima compactibilidad son los principales criterios de diseño. [13]

- 38 -

2.3.4 Criterios para la selección de un intercambiador de calor. En la siguiente

tabla se describe los diferentes tipos de intercambiadores, sus aplicaciones y

limitaciones.

Tabla 6.Comparación de TEMA para intercambiadores clases R, C y B

Tema R C B

Definición

Para requerimientos generalmente severos,

aplicaciones del petróleo y relacionadas con su

procesamiento

Para requerimientos generalmente

moderados, aplicaciones comerciales y de proceso

general

Para servicio de proceso general

Tolerancia de corrosión en aceros

al carbón 1/8 in 1/16 in 1/16 in

Diámetro del tubo OD: ¾, 1, 1¼, 1½, 2 in R + ¼, 3/8, ½, 5/8 R + 5/8

Paso del tubo 1.25 x OD del tubo R + 3/8 R + ¾

Diámetro mínimo de la coraza 8 in tabulados 6 in tabulados 6 in tabulados

Espesor del deflector

longitudinal ¼ in mínimo

1/8 in para aleaciones 1/4 in para aceros al

carbono

1/8 in para aleaciones 1/4 in para aceros al

carbono

Diámetro de la barra de acoplamiento

mínimo 3/8 in 1/4 in para 6-15 in (Ds) 1/4 in para 6-15 in (Ds)

Construcción del anillo de cierre

375 °F máximo 300 psi hasta 24 in (Ds)

150 psi para 25-42 in (Ds) 75 psi para 43-60 in (Ds)

600 psi máximo Misma que TEMA R

Material de la junta

Junta de camisa metálica o metal sólido para

a) Cubierta del cabezal flotante interno

b) Hasta 300 psi . c) Todo hidrocarburo .

Junta de camisa metálica o metal sólido para a) Cabezal flotante

interno b) Hasta 300 psi .

Asbesto permitido para 300psi y presiones

menores

Misma que TEMA C

Longitud de expansión

Menor de 2 in o espesor del tubo

Menor de 2 in o espesor del tubo Misma que TEMA R

Conexiones para tubería de grifo

Acople de 6000 psi con tapón Acople de 3000 psi

Acople de 3000 psi con tapón

Conexiones para medir la presión

Requiere una boca de hasta 2 in

Se especifica por parte del comprador

Misma que TEMA R

Conexiones para termómetros

Requiere una boca de hasta 4 in

Se especifica por parte del comprador

Misma que TEMA R

Construcción de bocas

No hay referencia para bridas Misma que TEMA R

Las bocas mayor que 1 in deben ser con brida

Tamaño mínimo de los perno 3/4 in

1/2 in recomendado, pernos más pequeños pueden ser utilizados

5/8 in

Fuente: Mechanical Design of Process Systems. A. Keith Escoe

- 39 -

En la siguiente tabla se recomienda criterios para la selección del tipo de cabezal fijo

según TEMA.

Tabla 7.Comparación de TEMA de los diferentes tipos de cabezales fijos

Cabezal fijo Aplicaciones

A Es el más común entre los cabezales fijos y se emplea con placa de tubos fija, tubos en U y banco de tubos removible

B Se emplea con placas de tubos fija, tubos en U, banco de tubos removible y coraza de tubos removible

C, N Se emplea en banco de tubos removible y en diseño de placa de tubos fija

D Se emplea especialmente a altas temperaturas (presiones de diseño del lado de los tubos > 1000 psi)

Fuente: Guía de Intercambiadores de Calor.D. Gonzales-Mendizabal

En la siguiente tabla se recomienda criterios para la selección del tipo de coraza

según TEMA.

Tabla 8. Comparación de TEMA de los diferentes tipos de coraza

Coraza Aplicaciones

E Es el más común, económico y térmicamente el más eficiente

F Es de dos pasos en la coraza, evita la utilización de equipos en serie

G Es de flujo dividido, su uso principal está en la condensación de vapor

H Es de doble flujo dividido, reduce la caída de presión y se emplea en condensadores

J Tiene una boquilla central de entrada y dos de salida, o viceversa. Se emplea cuando el diseño se encuentra limitado por la caída de presión en la coraza

K Conocido como rehervidor, se utiliza cuando se requiera generar vapor

X No posee deflectores segmentados, es de un solo paso y es de flujo cruzado

Fuente: Guía de Intercambiadores de Calor. D. Gonzales-Mendizabal

- 40 -

En la siguiente tabla se recomienda criterios para la selección del tipo de cabezal

removible según TEMA.

Tabla 9. Comparación de TEMA de los diferentes tipos de cabezales removibles

Cabezal removible Aplicaciones

L Se emplea en intercambiadores de placa de tubos fija, cuando se requiere de limpieza mecánica en el lado de los tubos

M Se emplea en intercambiadores con placa de tubos fija, para servicios a altas presiones

N Se emplea en intercambiadores con placa de tubos fija

P

Comúnmente se le denomina cabezal flotante empacado externamente. Permite expansión y se puede diseñar para cualquier número de pasos. Los dos fluidos no es mezclan en caso de presentarse fugas en las empacaduras. Es un diseño muy costoso

S

Comúnmente se le domina cabezal flotante de anillo dividido. Tiene a la placa de tubos entre un anillo dividido removible y la cubierta, la cual tiene un diámetro mayor que la coraza. Es el recomendado para banco de tubos removibles

T Comúnmente se le denomina cabezal flotante de arrastre. Puede ser removido de la coraza. Sólo permite un número par de pasos para los tubos

U

Es un diseño muy sencillo que requiere de una placa de tubos sin junta de expansión y es muy fácil de remover. No es posible remover tubos individuales, se requiere un número par de pasos para los tubos y la limpieza de la U es muy difícil. Es el diseño más económico

W

Comúnmente se le denomina cabeza flotante empacado con anillo de faro. Es posible un arreglo de uno o dos pasos para los tubos. El sistemas tubos más deflectores es fácil de remover. Es bastante económico

Fuente: Fuente: Guía de Intercambiadores de Calor. D. Gonzales-Mendizabal

- 41 -

En la siguiente tabla se describe las clases de intercambiadores de calor de coraza y

tubos en términos de varios componentes y su influencia en el factor económico.

Tabla 10. Guía para la selección del tipo de intercambiador de calor y su influencia en el factor económico

Tipo de designación

Característica importante

Aplicaciones más adecuadas Limitaciones

Costo relativo en aceros al carbono

De espejo fijo

Ambos espejos fijos a la coraza

Condensadores, líquido-líquido, gas-gas, gas-líquido, enfriamiento y

calefacción, horizontal o vertical, Rehervidor

Diferencia de temperatura de hasta aproximadamente 200

°F debido a la expansión diferencial

1

Cabezal flotante o espejo (de haz

desmontable y no

desmontable)

Un espejo flotante en la coraza, haz de tubos

puede o no ser desmontable del cuerpo, pero la cubierta trasera puede removerse para exponer el final de los

tubos

Diferenciales de temperatura altas, por

encima de aproximadamente 200

°F; fluidos sucios requieren limpieza en el interior así como en el exterior de la coraza, horizontal o vertical

Juntas internas facilitan peligro de fugas.

Corrosividad de los fluidos en la coraza en

las partes flotante. Usualmente confinado a unidades horizontales

1.28

Haz de tubos en U

Sólo requiere un espejo. Tubos doblados en

forma de U. El haz es removible

Diferenciales de temperatura altas que

podría requerir disposición para

expansión en unidades fijas de tubos. Servicios

de limpieza o condiciones de fácil

limpieza en ambos lados del tubo y coraza.

Horizontal o vertical

Curvas deberán hacerse cuidadosamente o

daños mecánicos de ruptura pueden resultar. Velocidades en el lado

de los tubos puede causar la erosión del

interior de las curvas. El líquido debe estar libre

de partículas en suspensión

1.08

Rehervidor

Haz de tubos montables como tipo U o cabezal

flotante. Coraza ampliada para permitir

ebullición y desprendimiento de

vapor

Fluido de ebullición en el lado de coraza, como refrigerante o fluido de

proceso que se vaporiza. Enfriamiento o refrigeración del fluido

en el lado de los tubos y evaporación del

refrigerante en el lado de coraza

Para instalaciones horizontales.

Físicamente grande para otras aplicaciones

1.2 – 1.4

Tubería doble

Cada tubo tiene su forma propia de coraza, espacio anular para el fluido en el lado de la coraza. Suele utilizar

externamente tubos con aletas

Servicios pequeños o en bancos para

aplicaciones grandes. Especialmente

adecuados para presiones altas en tubos

sobre 400 psig

Servicios adecuados para tubería aletada.

Gran número de tubería que requiere costo y

espacio

0.8 – 1.4

Fuente: Mechanical Design of Process Systems. A. Keith Escoe

- 42 -

En la siguiente tabla se indica una guía para la selección del diámetro de los tubos de

acuerdo a la severidad del servicio (resistencia de ensuciamiento).

Tabla 11. Guía para la selección del diámetro de los tubos

Severidad de Servicio Diámetro externo del tubo (Dt)

mm in

Limpio o sucio (< 0.00053 m2 °K/W)

Levemente corrosivo 19.05 ¾

Limpio o sucio (< 0.00053 m2 °K/W) Corrosivo 19.05 ¾

Extremadamente sucio (≥ 0.00053 m2 °K/W) Levemente corrosivo 25.4 1

Extremadamente sucio (≥ 0.00053 m2 °K/W) Corrosivo 25.4 1

Servicios generales: Si se emplean tubos hechos de aleaciones se recomienda

Limpio o sucio (< 0.00053 m2 °K/W) 19.05 ¾

Extremadamente sucio (≥ 0.00053 m2 °K/W) 25.4 1

Fuente: Fuente: Guía de Intercambiadores de Calor. D. Gonzales-Mendizabal

2.3.4.1 Criterios para la selección de materiales de construcción. Los materiales se

fabrican en formas comerciales, para ello se han normalizado las de mayor utilidad.

PLACA: Se emplea en la fabricación de mamparas, silletas, tapas formadas y planas,

placas divisorias, tiras de sello, mamparas de choque, espejos y secciones cilíndricas

(corazas y cabezales).

FORJA: Se emplea en la fabricación de bridas, acoples y en algunos casos cuando

los espejos y tapas planas cuentan con espesores mayores a 2½” (63.5 mm) por

limitaciones de disponibilidad en el mercado y por la dificultad que presenta controlar

los defectos en el laminado de placas con espesores mayores a 4” (101.6 mm).

TUBOS: Existen en el mercado tubos de cédula y tubos calibre, ambos fabricados

para diámetros normalizados aunque con características de fabricación diferentes y

utilidad específica dentro del diseño de los intercambiadores de calor. Los tubos de

- 43 -

cédula pueden conseguirse en el mercado desde 1/8” (3.2 mm) hasta 18” (457 mm) de

diámetro nominal.

BARRA: Se utiliza para la fabricación de varillas tensoras, espárragos y tornillos.

Aspectos generales de la corrosión: En términos técnicos, la corrosión ha sido

definida como el deterioro o destrucción de un material metálico, ocasionado por el

ataque electroquímico del medio que le rodea.

La vida útil de los equipos se ve reducida frecuentemente como resultado de las

corrosiones, es por ello que se ha dado especial atención a su estudio, lográndose

resultados importantes con respecto a la detección y control de las mismas. Todos los

metales y aleaciones son susceptibles a la corrosión. Afortunadamente se cuenta con

una amplia gama de metales que pueden comportarse satisfactoriamente en medios

específicos contándose además con métodos de control de la corrosión que reducen

considerablemente el problema.

Dentro de los aspectos que generan pérdidas económicas se tienen:

• Reposición del equipo

• Coeficientes de seguridad y sobre diseño

• Paros de producción

• Contaminación de producto

Dentro de los aspectos que generan pérdidas humanas y repercusión social se tienen:

• Incendios, explosiones y liberación de productos tóxicos

• Contaminación ambiental

Factores que intervienen para una adecuada selecció n de materiales: Los

materiales que se elijan, deberán resistir los efectos de la corrosión y deberán tener la

suficiente resistencia para soportar la temperatura y presión de diseño, teniendo

además que conducir a un diseño práctico. Una buena selección de materiales,

asegurará bajos costos de mantenimiento e iniciales.

- 44 -

A continuación se mencionarán las etapas más convenientes para efectuar una

selección adecuada de materiales para la construcción de intercambiador de calor:

• Lista de requisitos

• Factores adicionales para selección de los materiales

• Selección del material

Lista de requisitos: En esta lista, se deben incluir los materiales que satisfagan las

condiciones de servicio, y para que esto suceda, es necesario que los materiales que

se sugieran tengan las propiedades adecuadas, siendo más importantes las

siguientes:

• Propiedades mecánicas: Las propiedades del material que más importancia

tienen son: alta resistencia a la tensión, punto de cedencia alto, mínima

reducción de área y alto porcentaje de alargamiento.

• Propiedades físicas: Siendo más importante el coeficiente de dilatación térmico

del material, ya que este limitará el valor del esfuerzo a la tensión y en

consecuencia afectará el diseño del cambiador.

• Resistencia a la corrosión: Los materiales que se propongan deberán soportar

el ataque químico de las sustancias a las cuales estarán en contacto.

• Facilidad para su fabricación: De acuerdo a los medios disponibles y elegidos

para la fabricación del equipo, los materiales deberán contar con las siguientes

características: Maquinabilidad, soldabilidad, facilidad de ser formado y

compatibilidad del equipo existente.

Factores adicionales para la selección de los mater iales: En esta etapa se tomará

en cuenta la vida útil de la planta donde serán integrados los equipos

(intercambiadores de calor) que se están diseñando, para ello, se fijará la atención en

los siguientes puntos:

• Vida estimativa de la planta

• Duración estimada del material

• Disponibilidad y tiempo de entrega del material

• Costo del material y fabricación

- 45 -

Selección del material: La decisión final que se tomará para la selección del material,

se hará de acuerdo a lo siguiente:

• Material más adecuado: Este será aquel que cumpla con el mayor porcentaje

de requisitos técnicos, de esto depende el buen funcionamiento del equipo.

• Requisitos económicos: El material que implique menores gastos como son:

iniciales, de operación, de mantenimiento y un mayor reembolso de inversión,

sin que por este concepto se tenga que sacrificar el punto anterior.

Recomendaciones para los materiales de los elemento s principales de

losintercambiadores de calor:

TUBOS: En la selección del material de los tubos, se deberá atender con especial

cuidado el ataque corrosivo a las condiciones de servicio (Presión y Temperatura) de

cada fluido, ya que ambos están en contacto con ellos, uno por el interior y el otro por

su exterior. Además, se deberá tomar en cuenta que comercialmente no se cuenta con

espesores normalizados que proporcionen el material disponible para corrosión, por lo

que está deberá resultar imperceptible.

CORAZAS, CABEZALES: Estos elementos contendrán a los fluidos de proceso; a

diferencia de los tubos de transferencia, en estos elementos si es posible proporcionar

material adicional para soportar el ataque corrosivo, pero cuando se requiere de

materiales de aleación es más adecuado el uso de recubrimientos integrales (con

material base de acero al carbón, recubierto con aleación). La construcción de estos

elementos se lleva a cabo a partir de diversas formas de suministro.

TAPAS CABEZAL FLOTANTE: Estas tapas no quedan incluidas entre las anteriores,

por la función que desempeñan, ya que además de separar un fluido del otro, soportan

el ataque corrosivo y las condiciones de servicio de ambos fluidos, por lo que se

deberán seleccionar sus materiales de construcción para soportar las condiciones más

críticas son seleccionadas comúnmente de acero al carbono.[14]

En las siguientes tablas se muestran los materiales más adecuados para los tubos y la

coraza.

- 46 -

Tabla 12.Materiales para tubos de intercambiadores de calor

Material A - 179 A - 213 A - 268 A - 279 A - 304 A - 410

Composición Manganeso

Cromo - Manganeso

Cromo - Níquel - Manganeso

Cromo - Níquel - Manganeso

Cromo - Níquel Cromo

Descripción Acero de bajo carbono

Austeníticos y ferríticos

Austeníticos y ferríticos

Austeníticos y ferríticos

Austeníticos Ferríticos y

martensíticos

Utilización Tubos para

I.C. y condensadores

Tubos para evaporadores, sobrecalent. e

I.C.

Tubos para calderas,

sobrecalent. e I.C.

Tubos para calderas,

sobrecalent. e I.C.

Tubos para tanques, uso

general

Partes de turbina de

vapor y gas de I.C.

Resistencia a la corrosión Bajo Moderado Moderado Moderado Alto Bajo

Existencia en el mercado Alto Alto Alto Moderado Alto Moderado

Costo relativo en aceros al carbono

1 2.8 2.9 2.1 3.2 3.5

Conductividad térmica de los

tubos (λtw) 38 W/m °K 18 W/m °K 18 W/m °K 18 W/m °K 17 W/m °K 38 W/m °K

Temperaturas -10 a 520 °C -195 a 815 °C -195 a 815 °C -195 a 815 °C -250 a 815 °C -30 a 650 °C

Fuente: Desarrollada en el transcurso de la tesis (Catálogos de materiales)

Tabla 13. Materiales para corazas de intercambiadores de calor

Material Acero de bajo carbono

Acero calmado (KCS)

Composición Carbono - Manganeso El % de oxígeno es nulo

Descripción El % de carbono es menor al 0.3

Desoxidación de acero asegura una consistencia

más uniforme en el producto que aumenta la

densidad y durabilidad

Utilización Pueden ser utilizados

para estampadas, piezas forjadas

Placas de la caldera

Existencia en el mercado Alto Alto

Costo Bajo Bajo

Temperaturas -35 a 535 °C -35 a 535 °C

Fuente: Desarrollada en el transcurso de la tesis (Catálogos de materiales)

- 47 -

2.3.5 Diseño térmico. Existen dos métodos para el diseño de intercambiadores: el

LMTD (Log Mean Temperature Difference) y el NTU (Number of Transfer Units).

El LMTD es un método de diseño. En él cual, con el conocimiento de las temperaturas

de entrada y salida y el flujo másico de los fluidos es posible determinar el área de

transferencia de calor siguiendo un procedimiento lógico.

El NTU es un método para el análisis de intercambiadores de calor. A través de él

podemos analizar el comportamiento de un determinado intercambiador de calor (un

equipo que ya está construido) bajo parámetros diferentes a los de diseño. En este

método se utilizan varias curvas para la determinación de la relación entre la

efectividad y los NTU. Este método se usa para calcular la velocidad de transmisión de

calor en Intercambiadores de calorcuando no hay información suficiente para calcular

por el método LMTD.

2.3.5.1 Método de la diferencia de temperatura media logarítmica LMTD. El método

de la LMTD resulta muy adecuado para la determinación del tamaño de un

intercambiador de calor con el fin de dar lugar a las temperaturas prescritas de salida

cuando se especifican los gastos de masa y las temperaturas de entrada y de salida

de los fluidos caliente y frío.

La diferencia de temperatura entre los fluidos caliente y frío varía a lo largo del

intercambiador de calor y resulta conveniente tener una diferencia de temperatura

media∆Tm para usarse en la relación

mo TAUq ∆= (4)

Si se supone que la superficie exterior del intercambiador está bien aislada, de modo

que cualquier transferencia de calor ocurre entre los dos fluidos y se descartan

cualquier cambio en la energía potencial y cinética, un balance de energía en cada

fluido, en una sección diferencial del intercambiador, se puede expresar como

Flujo paralelo Flujo contracorriente

hhh dTCpMdq −= (5) hhh dTCpMdq −= (5)

ccc dTCpMdq = (6.a) ccc dTCpMdq −= (6.b)

- 48 -

Figura 24. Variación de las temperaturas de los fluidos en un intercambiador

Fuente: Apuntes de transferencia de calor. Ing. Ramiro Valenzuela

Con el fin de desarrollar una relación para la diferencia de temperatura promedio

equivalente entre los dos fluidos considerándose el intercambiador de calor de tubo

doble y flujo paralelo, nótese que la diferencia de temperatura ∆T entre los fluidos

caliente y frío es grande en la entrada del intercambiador, pero disminuye en forma

exponencial hacia la salida.

ch TTT −=∆ (7)

( ) ch dTdTTd −=∆ (8)

Sustituyendo dTh y dTc de las expresiones anteriores

( )

+−=∆

hhcc CpMCpMdqTd

1

1 (9)

( )

+∆−=∆

hhcco CpMCpM

TAUTd

1

1 (10)

Reemplazando dq e integrando a lo largo del intercambiador, entre los extremos A y B

( )∫∫

+−=

∆∆ B

Ahhcco

B

A

dACpMCpM

UT

Td

1

1 (11)

+−=

∆∆

hhcco

A

B

CpMCMAU

T

T

1

p

1 ln (12)

- 49 -

Sustituyendo McCpc y MhCph de los balances globales para cada fluido

−+−−=

∆∆

q

TT

q

TTAU

T

T hohicicoo

A

B ln (13)

Para un intercambiador de calor de flujo paralelo las diferencias de temperaturas en

los puntos extremos son

cihiA TTT −=∆ (14a)

cohoB TTT −=∆ (15a)

Con lo que la expresión anterior queda

( )hohicicoo

cihi

coho TTTTq

AU

TT

TT −+−−=

−−

ln (16)

( )BAo

A

B TTq

AU

T

T −−=

ln (17)

∆∆

∆−∆=

A

B

ABo

T

T

TTAUq

ln

(18)

Donde

LMTDFAUq o = (19)

F es el factor de corrección de la diferencia de temperatura media logarítmica

(LMTD), el cual depende de la configuración geométrica del intercambiador y de las

temperaturas de entrada y de salida de las corrientes de fluido caliente y frío. Para el

intercambiador de calor de doble tubo, evaporadores y condensadores F = 1, sin

importar la configuración.[7]

La relación antes dada para la diferencia de temperatura media logarítmica se

desarrolla usando un intercambiador de flujo paralelo, pero si se repite el análisis antes

dado para uno a contraflujo, se puede demostrar que también es aplicable a los

intercambiadores a contraflujo; aunque, en esta ocasión ∆TA y ∆TB se expresan como:

- 50 -

cohiA TTT −=∆ (14b)

cihoB TTT −=∆ (15b)

2.3.5.2Tamaño aproximado de un intercambiador de calor de coraza y tubos. El

siguiente procedimiento es usado para el diseño de intercambiadores de calor de

coraza y tubos.La exactitud de este método depende de la selección apropiada de los

valores del coeficiente de transferencia de calor.

a. Estimación del flujo de calor requerido( qreq)

Cuando no existe cambio de fase en el proceso se utiliza:

( ) ( )cicocchohihhreq TTCpMTTCpMq −=−= (20a)

Donde

Mh = Flujo másicos del fluido caliente

Mc = Flujo másicos del fluido frío

Cph = Calor específico del fluido caliente

Cpc = Calor específico del fluido frío

Thi = Temperatura del fluido caliente a la entrada

Tho = Temperatura del fluido caliente a la salida

Tci = Temperatura del fluido frío a la entrada

Tco = Temperatura del fluido frío a la salida

Cuando existe cambio de fase en el proceso se utiliza:

( )( ) ( )fgcvcicocclreq hMTTCpMq +−= (20b)

Donde

Mcl = Flujo másicos delíquido frío a la salida

Mcv = Flujo másicos de vapor saturado a la salida

hfg = Entalpia del fluido a la temperatura y presión de saturación

- 51 -

b.Cálculo de la diferencia de temperatura media log arítmica ( LMTD)

∆∆

∆−∆=

A

B

AB

T

T

TTLMTD

ln

(21)

Flujo paralelo Flujo contracorriente

cihiA TTT −=∆ (14a) cohiA TTT −=∆ (14b)

cohoB TTT −=∆ (15a) cihoB TTT −=∆ (15b)

Cuando en el proceso existe cambio de fase se utiliza

hicoA TTT −=∆ (14c)

hiciB TTT −=∆ (15c)

c. Cálculo de la diferencia de temperatura media lo garítmica corregida ( CMTD)

La eficiencia térmica de un intercambiador de calor está dada por una razón de las

diferencias de temperatura entre la entrada y salida de los fluidos en el lado de los

tubos con respecto a la diferencia de temperatura entre las entradas por el lado de la

coraza y de los tubos, este valor es adicionalmente corregido en función del número

de pasos por el lado de la coraza.[6]

cihi

cico

TT

TTS

−−= (22)

cico

hohi

TT

TTR

−−= (23)

cp

cp

N

N

S

SRR

S

SR

S1

1

1

1

1

11

'

−−−

−−−

= (24)

- 52 -

( ) ( )( )

+++−+−+−−

−−+

=

11 '2

11 '2ln 1

' 1

'1ln 1

2

2

2

RRS

RRSR

SR

SR

F (25)

FLMTDCMTD = (26)

d. Estimación del coeficiente global de transferenc ia de calor( Uo)

Es necesario suponer los siguientes valores: diámetro, espesor y material del tubo,

coeficientes de transferencia de calor, resistencias térmicas por ensuciamiento de los

fluidos.

++

++

=

i

o

tt

m

o

tw

tws

s

o

A

ARf

A

ALRf

U

1

1

1

αλα

(27)

( )iom rrLA += π (28)

Donde

Am = Área media efectiva

Ltw = Espesor de la pared del tubo

αt = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en el lado de los tubos

αs = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en el lado de la coraza

Rft = Resistencia térmica por ensuciamiento del fluido el lado de los tubos

Rfs = Resistencia térmica por ensuciamiento del fluido el lado de la coraza

ro = Radio externo del tubo

ri = Radio interno del tubo

λtw = Conductividad térmica de la pared del tubo

Los coeficientes de transferencia de calor de los fluidos en el lado de los tubos y de la

coraza, deben calcularse en función de velocidades supuestas o utilizar las

recomendaciones de las Tablas 14a, 14b y 14c. Los valores encontrados son

igualmente válidos para el fluido del lado de los tubos o de la coraza. En las tablas

también se encuentran las resistencias térmicas debido a incrustaciones o suciedades

- 53 -

de los fluidos. Para diseños prácticos se recomienda velocidades en el lado de los

tubos:

1 – 2 m/s para líquidos

5 – 10 m/s para gases

Tabla 14a. Coeficientes de transferencia de calor típicos para intercambiadores de calor de coraza y tubos (Transferencia de calor sensible)

Condiciones del Fluido Coeficiente de

transferencia de calor Resistencia por ensuciamiento

(α) W/m2 °K a,b (Rf) m2 °K/W a

Transferencia de calor sensible

Agua c Líquido 5000 – 7500 1x10-4 - 2.5x10-4

Amoniaco Líquido 6000 – 8000 0 - 1x10-4

Orgánicos ligeros d Líquido 1500 – 2000 1x10-4 - 2x10-4

Orgánicos medios e Líquido 750 – 1500 1.5x10-4 - 4x10-4

Orgánicos pesados f Líquido

Calentamiento 250 – 750 2x10-4 - 1x10-3

Enfriamiento 150 – 400 2x10-4 - 1x10-3

Orgánicos muy pesados g Líquido

Calentamiento 100 – 300 4x10-4 - 3x10-3

Enfriamiento 60 – 150 4x10-4 - 3x10-3

Gas h Presión 100-200 kN/m2 abs 80 – 125 0 - 1x10-4

Gas h Presión 1 MN/m2 abs 250 – 400 0 - 1x10-4

Gas h Presión 10 MN/m2 abs 500 – 800 0 - 1x10-4

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Tabla 14b. Coeficientes de transferencia de calor típicos para intercambiadores de calor de coraza y tubos (Transferencia de calor de condensación)

Condiciones del Fluido Coeficiente de

transferencia de calor Resistencia por ensuciamiento

(α) W/m2 °K a,b (Rf) m2 °K/W a

Transferencia de calor de condensación

Vapor, amoniaco Presión 10 kN/m2 abs 8000 – 12000 0 - 1x10-4

0% no condensable i,j

Vapor, amoniaco Presión 10 kN/m2 abs 4000 – 6000 0 - 1x10-4

1% no condensable k

Vapor, amoniaco Presión 10 kN/m2 abs 2000 – 3000 0 - 1x10-4

4% no condensable k

Vapor, amoniaco Presión 100 kN/m2 abs 10000 - 15000 0 - 1x10-4

no condensable i,j,k,l

- 54 -

Tabla 14b. (Continuación)

Vapor, amoniaco Presión 1 MN/m2 abs 15000 - 25000 0 - 1x10-4

no condensable i,j,k,l

Orgánicos ligeros d Componentes puros 1500 – 2000 0 - 1x10-4

presión 10 kN/m2 abs

0% no condensable i

Orgánicos ligeros d Presión 10 kN/m2 abs 750 – 1000 0 - 1x10-4

4% no condensable k

Orgánicos ligeros d Componentes puros 2000 – 4000 0 - 1x10-4

presión 100 kN/m2 abs

0% no condensable l

Orgánicos ligeros d Componentes puros 3000 – 7000 0 - 1x10-4

presión 1 MN/m2 abs Orgánicos medios e Componentes puros o rango 1500 – 4000 1x10-4 - 3x10-4

de condensación estrecho

presión 100 kN/m2 abs m,n

Orgánicos pesados Rango de condensación estrecho 600 – 2000 2x10-4 - 5x10-4

presión 100 kN/m2 abs m,n

Mezclas multicomponentes Rango de condensación medio 1000 – 2500 0 - 2x10-4

ligeras, todo condensable presión 100 kN/m2 abs k,m,o

Mezclas multicomponentes Rango de condensación medio 600 – 1500 1x10-4 - 4x10-4

medias, todo condensable presión 100 kN/m2 abs k,m,o

Mezclas multicomponentes Rango de condensación medio 300 – 600 2x10-4 - 8x10-4

pesadas, todo condensable presión 100 kN/m2 abs k,m,o

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Tabla 14c. Coeficientes de transferencia de calor típicos para intercambiadores de calor de coraza y tubos (Transferencia de calor de evaporación)

Condiciones del Fluido Coeficiente de

transferencia de calor Resistencia por ensuciamiento

(α) W/m2 °K a,b (Rf) m2 °K/W a

Transferencia de calor de evaporación p, q

Agua r Presión < 0.5 MN/m2 abs 3000 – 10000 1x10-4 - 2x10-4

∆TSH,max = 25 °K

Agua r Presión > 0.5 MN/m2 abs 4000 – 15000 1x10-4 - 2x10-4

presión < 10 MN/m2 abs

∆TSH,max = 20 °K

Amoniaco Presión < 3 MN/m2 abs 3000 – 5000 1x10-4 - 2x10-4

∆TSH,max = 20 °K

Orgánicos ligeros d Componentes puros 1000 – 4000 1x10-4 - 2x10-4

presión < 2 MN/m2 abs

∆TSH,max = 20 °K

- 55 -

Tabla 14c. (Continuación)

Orgánicos ligeros d Rango de ebullición estrecho s 750 – 3000 1x10-4 - 3x10-4

presión < 2 MN/m2 abs

∆TSH,max = 15 °K

Orgánicos medios e Componentes puros 1000 – 3500 1x10-4 - 3x10-4

presión < 2 MN/m2 abs

∆TSH,max = 20 °K

Orgánicos medios e Rango de ebullición estrecho s 600 – 2500 1x10-4 - 3x10-4

presión < 2 MN/m2 abs

∆TSH,max = 15 °K

Orgánicos pesados f Componentes puros 750 – 2500 2x10-4 - 5x10-4

presión < 2 MN/m2 abs

∆TSH,max = 20 °K

Orgánicos pesados g Rango de ebullición estrecho s 400 – 1500 2x10-4 - 8x10-4

presión < 2 MN/m2 abs

∆TSH,max = 15 °K

Orgánicos muy pesados h Rango de ebullición estrecho s 300 – 1000 2x10-4 - 1x10-3

presión < 2 MN/m2 abs

∆TSH,max = 15 °K

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F. a Coeficientes de transferencia de calor y resistencias de ensuciamiento están basados en el área de contacto con el fluido. Las temperaturas están asumidas para un rango de proceso normal. b Para tolerancias de caída de presión en cada lado se asume aproximadamente 50-100 kN/m2 excepto para (1) presión de gas baja y flujos de dos pasos, donde la caída de presión está asumida aproximada 5% de la presión absoluta; (2) orgánicos muy viscosos, donde las tolerancias de caída de presión están asumidas aproximadamente 150-250 kN/m2. c Soluciones acuosas dan aproximadamente el mismo coeficiente que el agua. d "Orgánicos ligeros" incluye fluidos con viscosidades menores que 0.5x10-3 Ns/m2, tales como hidrocarburos C8, gasolina, alcohol ligero y ketones, etc. e "Orgánicos medianos" incluye fluidos con viscosidades entre aproximadamente 0.5x10-3 y 2.5x10-3 Ns/m2, tales como kerosene, aceite de gas caliente, absorvedor de aceite, y crudos ligeros. f "Orgánicos pesados" incluye fluidos con viscosidades mayores que 2.5x10-3 Ns/m2, pero no mayores que 50x10-3 Ns/m2, tales como aceite de gas frío, aceites lubricantes, aceites combustibles, y crudos reducidos y pesados. g "Orgánicos muy pesados" incluye alquitranes, asfaltos, polímeros fundidos, grasas, etc, teniendo viscosidades mayores que aproximadamente 50x10-3 Ns/m2. Estimación de coeficientes para estos materiales es muy inacertado y depende de la diferencia de temperaturas. h Valores dados para los gases se aplican a sustancias como el aire, nitrógeno, dióxido de carbono, mezclas de hidrocarburos ligeros (no condensación), etc. i Recalentamiento de un vapor puro es removido en el mismo coeficiente como por condensación del vapor saturado si la temperatura de salida del refrigerante es menor que la temperatura de saturación y si la temperatura de saturación es usada en cálculos de la diferencia de temperatura media. j El vapor no es condensado en tubos con aletas convencionales; tensiones superficiales altas causan puente y retención del condensado y una reducción severa del coeficiente por debajo de los tubos lisos. k Los coeficientes citados por condensación en la presencia de gases no condensables o para mezclas multicomponentes son solo para propósitos de estimación aproximadas porque existe la presencia de las resistencias de transferencia de masa en la fase d vapor. l Como una aproximación, los mismos coeficientes de reducción relativos de condensación a presión baja debido a los gases no condensables pueden igualmente ser aplicados a presiones altas. m Presión absoluta y no condensables afectan los coeficientes de condensación para orgánicos medios y pesados en aproximadamente la misma proporción en cuanto a los orgánicos ligeros. Porque de la degradación térmica, ensuciamiento pueden llegar a ser bastante severa para los condensados más pesados. n "Rango de condensación estrecho" implica que la diferencia de temperatura entre el punto de roció y el punto de ebullición es menor que la diferencia de temperatura más pequeña entre el vapor y el refrigerante en cualquier lugar del condensador. o "Rango de condensación media" implica que la diferencia de temperatura entre el punto de rocío y el punto de ebullición es mayor que la diferencia de temperatura más pequeña entre el vapor y el refrigerante, pero menor que la diferencia de temperatura entre la entrada del vapor y la salida del refrigerante. p Los coeficientes de transferencia de calor de ebullición y evaporación dependen fuertemente en la naturaleza de la superficie y estructura del flujo de dos fases pasado la superficie en adición a todas las otras variables que son importantes para la transferencia de calor convectiva en otros modos. ∆TSH,max es la máxima tolerancia de la diferencia de temperatura entre la superficie y la temperatura de saturación de la superficie de ebullición. q Carga de calor de subenfriamiento es transferida al mismo coeficiente como carga de calor latente en rehervidores, usando la temperatura de saturación en la diferencia de temperatura media. Para termosifones horizontales y verticales, un cálculo de separación es requerido para el área de transferencia de calor sensible, usando apropiadamente el coeficiente de transferencia de calor sensible y la temperatura del líquido para la diferencia de temperatura media. r Vaporización de soluciones acuosas con casi el mismo coeficiente que el agua pura si la atención es dada a la elevación del punto de ebullición y si la solución no se convierte en saturada y si se tiene cuidado para evitar las condiciones de pared seca. s Para ebullición de mezclas, la temperatura de saturación de la fase líquida final es usada para calcular la diferencia de temperatura media.

- 56 -

Inicialmente el diámetro exterior del tubo debe suponerse en base a criterios técnicos:

pequeños diámetros favorecen a una efectiva transferencia de calor, consideraciones

de limpieza también limitan la selección del diámetro como se indica en la Tabla 11. El

espesor de la pared del tubo se determina en función de la presión, temperatura,

material y posible corrosión. Estas dimensiones están estandarizadas y se muestran

en la Tabla 15.

Tabla 15. Dimensiones estandarizadas de los tubos

Diámetro externo del tubo (Dt) Espesor de la pared del tubo (Ltw) Diámetro interno del tubo (Dti)

in mm BWG in mm In mm

0.250 6.350 22 0.028 0.711 0.194 4.928

24 0.022 0.559 0.206 5.232

0.375 9.525 18 0.049 1.245 0.277 7.036 (3/8)

20 0.035 0.889 0.305 7.747

22 0.028 0.711 0.319 8.103

0.500 12.700 18 0.049 1.245 0.402 10.211

20 0.035 0.889 0.430 10.922

0.625 15.875 16 0.065 1.651 0.495 12.573 (5/8)

18 0.049 1.245 0.527 13.386

20 0.035 0.889 0.555 14.097

0.750 19.050 12 0.109 2.769 0.532 13.513 (3/4)

14 0.083 2.108 0.584 14.834

16 0.065 1.651 0.620 15.748

18 0.049 1.245 0.652 16.561

20 0.035 0.889 0.680 17.272

0.875 22.225 14 0.083 2.108 0.709 18.009 (7/8)

16 0.065 1.651 0.745 18.923

18 0.049 1.245 0.777 19.736

20 0.035 0.889 0.805 20.447

1.000 25.400 12 0.109 2.769 0.782 19.863

14 0.083 2.108 0.834 21.184

16 0.065 1.651 0.870 22.098

18 0.049 1.245 0.902 22.911

1.250 31.750 10 0.134 3.404 0.982 24.943

12 0.109 2.769 1.032 26.213

14 0.083 2.108 1.084 27.534

16 0.065 1.651 1.120 28.448

2.000 50.800 12 0.109 2.769 1.782 45.263

14 0.083 2.108 1.834 46.584

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

- 57 -

e. Cálculo de área total de transferencia de calor requerida( Ao)

CMTDU

qA

o

reqo

= (29)

Donde

qreq = Flujo del calor requerido (Ec. 20a o 20b)

Uo = Coeficiente global de transferencia de calor (Ec. 27)

CMTD = Diferencia de temperatura media logarítmica corregida (Ec. 26)

f. Determinar el área efectiva de transferencia de calor ( Ao’)

El diámetro interior de la coraza (Ds) y longitud efectiva del tubo (Lta) se calcula en

función del área supuesta de transferencia de calor. Hay que suponer el tipo de

arreglo, paso (Ltp), número de pasos en el lado de los tubos (Ntp).

Es posible obtener algunas combinaciones entre el diámetro de la coraza y la longitud

efectiva. Esta relación deberá considerar la restricción de espacio, la velocidad en el

lado de los tubos, la caída de presión en el lado de la coraza, el límite de vibración,

etc.

321 ' FFFAA oo = (30)

Donde

Ao = Área total de transferencia de calor requerida (Ec. 29)

F1 = Factor de corrección por diámetro de tubo y arreglo de tubos

(Tabla 16)

F2 = Factor de corrección por el número de pasos en los tubos, F2 = 1 para un paso

(Tabla 17)

F3 = Factor de corrección por tipo de coraza y tipo de arreglo del haz de tubos

(Tabla 18)

- 58 -

Tabla 16. Valores de F1 para varios diámetros y disposición de tubos

Diámetro externo del tubo Paso en la disposición de tubos Arreglo F 1

(Dt) mm (Ltp) mm

15.9 20.6 → ◁ 0.90

15.9 20.6 → ♢ ☐ 1.04

19.0 23.8 → ◁ 1.00

19.0 23.8 → ♢ ☐ 1.16

19.0 25.4 → ◁ 1.14

19.0 25.4 → ♢ ☐ 1.31

25.4 31.8 → ◁ 1.34

25.4 31.8 → ♢ ☐ 1.54

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Tabla 17. Valores de F2 para diferentes números de pasos en los tubos

Diámetro interno de la coraza Número de pasos en los tubos (Ntp)

(Ds) m 2 4 6 8

≤ 0.305 1.20 1.40 1.80

0.337 - 0.438 1.06 1.18 1.25 1.50

0.489 - 0.591 1.04 1.14 1.19 1.35

0.635 - 0.838 1.03 1.12 1.16 1.20

0.889 - 1.140 1.02 1.08 1.12 1.16

1.220 - 1.520 1.02 1.05 1.08 1.12

> 1.520 1.01 1.03 1.04 1.06

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Tabla 18. Valores de F3 para varias construcciones de haz de tubos

Tipo de cabezal posterior

Diámetro interno de la coraza (Ds) m

≤ 0.305 0.337-0.540 0.591-0.889 0.940-1.220 > 1.220

De espejo fijo (TEMA L, M, N) 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00

Con empaque exterior (TEMA P) 1.30 1.15 1.09 1.06 1.04

Con dispositivo de apoyo (TEMA S) 1.30 1.15 1.09 1.06 1.04

Sin contrabrida (TEMA T)

1.40 1.25 1.18 1.15

Haz de tubos en U (TEMA U) 1.12 1.08 1.03 1.01 1.01

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

- 59 -

g. Aproximación del diámetro de la coraza y longitu d de los tubos

La Figura 25es la clave para relacionar el área efectiva de transferencia de calor, con

el diámetro interno de la coraza y la longitud efectiva del tubo.En esta figura podemos

encontrar las diferentes combinaciones posibles, con las cuales tendremos que

completar la Tabla 19, escogiendo así la mejor relación existente entre la longitud de

los tubos y el diámetro de la coraza.

Figura 25. Diámetro interno de la coraza y longitud efectiva de los tubos, en función del área efectiva de transferencia de calor

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Tabla 19. Posibles combinaciones entre las relaciones de longitudefectiva de los tubos y diámetro interno de la coraza

Diámetro interno de la coraza

Longitud efectiva de los tubos L ta/Ds

(Ds) m (Lta) m

Fuente: Desarrollada en el transcurso de la tesis

- 60 -

2.3.5.3 Cálculos preliminares.El conjunto básico de datos de entrada, se requiere

para los cálculos en el lado de la coraza, pero también para el diseño del

intercambiador en general, es decir incluyendo el lado de los tubos.

Tabla 20. Datos de entrada requeridos

Ítem Símbolo Unidad Descripción

Datos geométricos de la coraza

Tubo y distribución de tubos

1 Ds mm Diámetro interno de la coraza

2 Dt mm Diámetro externo del tubo

3 Ltw mm Espesor de la pared del tubo

4 Dti mm Diámetro interno del tubo

5 λtw W/m °K Conductividad térmica de la pared del tubo

6 Ltp mm Paso en la disposición de tubos

7 θtp ° Ángulo característico en la disposición de tubos

Longitud de tubo

8 Lto mm Longitud total de tubo

9 Lti mm Longitud de tubo en el deflector

10 Lta mm Longitud efectiva de tubo para el área de transferencia de calor

Geometría del deflector

11 Bc % Corte del deflector como porcentaje de Ds

12 Lbc mm Espaciado central de deflectores

13a Lbi mm Espacio del deflector de entrada (opcional)

13b Lbo mm Espacio del deflector de salida (opcional)

Geometría del haz de tubos

14 Ntt - Número total de tubos

15 Ntp - Número de pasos en los tubos

16 Nss - Número de tiras de sellado (pares)

17 CB código Tipo de haz de tubos (FX, UT, SRFH, PTFH)

18 Ltb mm Espacio (diametral) tubo OD - agujero del deflector

19 Lsb mm Espacio (diametral) interior de la coraza – deflector

20 Lbb mm Espacio (diametral) interior de la coraza – haz de tubos

Temperaturas

21 Tsi °C Temperatura interna del fluido en la coraza

- 61 -

Tabla 20. (Continuación)

22 Tso °C Temperatura externa del fluido en la coraza

23 Tti °C Temperatura interna del fluido en los tubos

24 Tto °C Temperatura externa del fluido en los tubos

Información del proceso en la coraza

25 Ms Kg/s Velocidad másica del fluido en la coraza

A temperatura media del fluido en la coraza

26 ρs Kg/m3 Densidad

27 λs W/m °K Conductividad térmica

28 Cps J/Kg °K Calor específico

29 µs Pa.s Viscosidad dinámica

30 Rfs m2 °K/W Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de la coraza

Información del proceso en los tubos

31 Mt Kg/s Velocidad másica del fluido en los tubos

A temperatura media del fluido en los tubos

32 ρt Kg/m3 Densidad

33 λt W/m ºK Conductividad térmica

34 Cpt J/Kg ºK Calor específico

35 µt Pa.s Viscosidad dinámica

36 Rft m2 °K/W Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de los tubos

Información especial

37 αs W/m2 °K Coeficiente de transferencia de calor en la coraza

38 αt W/m2 °K Coeficiente de transferencia de calor en los tubos

39 ∆ps allow kPa Caída de presión máxima permisible en la coraza

40 ∆pt allow kPa Caída de presión máxima permisible en los tubos

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Ítem 1: Diámetro interno de la coraza (Ds). Se determina a partir de gráficos si se los

dispone, las Tablas 21 y 22 muestran dimensiones sugeridas. Nótese que Ds es

interpretado como una “dimensión básica”, para cálculos termo-hidráulicos es

aceptable como la única dimensión importante.

- 62 -

Tabla 21. Dimensiones de coraza y diámetro interno de coraza para espejo fijo

Diámetro nominal de la coraza

mm

Diámetro externo de la coraza

mm

Espesor de la pared de la coraza Diámetro interno de la coraza

Mm (Ds) mm Acero al carbono

Acero inoxidable

Acero al carbono

Acero inoxidable Tubo

soldado Coraza rolada

Tubo soldado

Coraza rolada

150 168

4.5

4

159.0

160

200 219

5.9

4

207.2

211

250 273

6.3

4

260.4

265

300 324

7.1

4

309.8

316

350 355

8.0 6 4

339.0 343 347

400 406

8.8 6 4

388.4 394 398

500 508

6 4

496 500

600 600

6 5

588 590

700 700

8 5

684 690

800 800

8 5

784 790

900 900

10 6

880 888

1000 1000

10 6

980 988

1100 1100

12 7

1076 1086

1200 1200

12 7

1176 1186

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Tabla 22. Dimensiones de coraza y diámetro interno de coraza para cabezal y espejo flotante

Diámetro nominal de la coraza

mm

Diámetro externo de la coraza

mm

Espesor de la pared de la coraza Diámetro interno de la coraza

Mm (Ds) mm Acero al carbono

Acero inoxidable

Acero al carbono

Acero inoxidable Tubo

soldado Coraza rolada

Tubo

soldado Coraza rolada

150 168

4.0

3.2

160.0

162

200 219

4.5

3.2

210.0

213

250 273

5.0

3.2

263.0

267

300 324

5.6 6 3.2

312.8 312 318

400 406

6.3 6 4

393.4 394 398

500 508

6.3 6 4

495.4 496 500

600 600

6 5

588 590

700 700

8 6

684 688

800 800

8 6

784 788

900 900

8 6

884 888

1000 1000

8 6

984 988

1100 1100

10 8

1080 1084

1200 1200

10 8

1180 1184

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

- 63 -

Ítem 2: Diámetro externo del tubo (Dt). Estas dimensiones siguen generalmente

estándares aceptados, como se muestra en laTabla 15. Sin embargo, varios criterios

importantes deben ser observados en la selección del diámetro. Diámetros pequeños

de tubos son preferidos debido a una mejor eficiencia en la transferencia de calor, pero

consideraciones de limpieza limitan la selección a 20 mm como mínimo.

Además, la relación entre Ds y Dt debe mantenerse dentro de límites razonables,

evitando parámetros de correlación errónea. La razón aproximada entre Ds y Dt

generalmente debe ser 15.Una guía aproximada con combinaciones recomendadas

entrecoraza y tubo se muestra en la Figura 26, donde las áreas rayadas son preferidas

y las áreas punteadas son aceptables bajo condiciones específicas.

Figura 26. Combinaciones recomendadas entre los diámetro de coraza ytubos

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Ítem 3 :Espesor de la pared del tubo (Ltw). Dimensiones recomendadas son mostradas

en la Tabla15. El espesor de la pared del tubo es determinado de acuerdo a la presión,

temperatura, resistencia del material y posible tolerancia por corrosión.

Ítem 4 : Diámetro interno del tubo (Dti). Valores nominales son mostrados en laTabla

15.

( )twtti LDD 2−= (31)

- 64 -

Ítem 5 :Conductividad térmica de la pared del tubo (λtw). Es requerida para determinar

la resistencia térmica en la pared del tubo. Valores aproximados se dan en la Tabla

23para los materiales más comunes a temperaturas típicas.

Tabla 23. Conductividades térmicas λtw de algunos materiales típicos de tubos

Material Grado Industrial

Admiralty Cu - Ni Acero al

carbono

Acero de baja

aleación

Acero de alta

aleación Cu Al 90-10 70-30

Conductividad

térmica (λtw) W/m °K 310 180 120 65 40 38 30 18

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Ítem 6 :Paso en la disposición de tubos (Ltp). El paso en la disposición de tubos

determina el área de flujo. Caídas de presión en la coraza pueden ser ajustadas

efectivamente variando Ltp. La relación Ltp/Dtdebe estar aproximadamente entre

valores de 1.25 como mínimo y 1.5 como máximo. Dimensiones de pasos de tubos

para diámetros de tubo específicos son mostradas en laTabla 24.

Tabla 24. Dimensiones recomendadas de pasos en la disposición de tubos

Diámetro externo del tubo (Dt) Paso en la disposición de tubos (L tp) L tp/Dt

in mm In mm 0.250 6.350 0.313 7.938 1.250

0.375 9.525 1.500

0.375 9.525 0.500 12.700 1.333

0.531 13.494 1.417

0.500 12.700 0.625 15.875 1.250

0.656 16.669 1.313

0.688 17.463 1.375

0.625 15.875 0.781 19.844 1.250

0.813 20.638 1.300

0.875 22.225 1.400

0.750 19.050 0.938 23.813 1.250

1.000 25.400 1.333

1.063 26.988 1.417

1.125 28.575 1.500

1.000 25.400 1.250 31.750 1.250

1.313 33.338 1.313

1.375 34.925 1.375

1.250 31.750 1.563 39.688 1.250

1.500 38.100 1.875 47.625 1.250

2.000 50.800 2.500 63.500 1.250

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Ítem 7 :Ángulo característico en la

definida por el ángulo característico y la definición correspondiente del paso de tubos,

como se muestra en la Tabla

Tabla 25. Parámetros geométricos básicos

Flujo cruzado

Fuente: Heat exchanger design handbook.

La selección de θtp está dada por los siguientes principios:

La disposición escalonada a

permite la transferencia de calor más grande dentro de la coraza. También tiene una

alta eficiencia en la transferencia de calor. Sin

presión más alta para este arreglo de tubos. Esta disposición debe ser considerada

como la selección principal, a menos que otras consideraciones se vuelven

predominantes.

- 65 -

:Ángulo característico en la disposición de tubos (θtp). La disposición de tubos es

definida por el ángulo característico y la definición correspondiente del paso de tubos,

como se muestra en la Tabla 25 con valores de θtp de 30º, 45º y 90º.

. Parámetros geométricos básicos en la disposición de tubos

Flujo cruzado → Ángulo

característico θtp

L tp,eff

30° 0.5 L tp 0.866 L

45° 0.707 L tp 0.707 L

90° L tp

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

está dada por los siguientes principios:

escalonada a30ºtiene la mayor densidad de tubo

permite la transferencia de calor más grande dentro de la coraza. También tiene una

iencia en la transferencia de calor. Sin embargo, se produce la caída de

presión más alta para este arreglo de tubos. Esta disposición debe ser considerada

como la selección principal, a menos que otras consideraciones se vuelven

La disposición de tubos es

definida por el ángulo característico y la definición correspondiente del paso de tubos,

de 30º, 45º y 90º.

en la disposición de tubos

Lpp

0.866 Ltp

0.707 Ltp

Ltp

tiene la mayor densidad de tubos y por lo tanto,

permite la transferencia de calor más grande dentro de la coraza. También tiene una

embargo, se produce la caída de

presión más alta para este arreglo de tubos. Esta disposición debe ser considerada

como la selección principal, a menos que otras consideraciones se vuelven

- 66 -

La disposición escalonada a45º tiene también una alta eficacia en la transferencia de

calor, pero permite solamente alrededor del 85% de los tubos dentro de una coraza

dada, en comparación con una disposición de 30°. Pa ra este tipo de arreglo, la caída

de presión es menor que para un diseño de 30°. Tien e la ventaja de que la limpieza en

la coraza desde el exterior por medios mecánicos (chorros de agua o vapor) es

posible, si existe un espacio suficiente entre los tubos(aproximadamente 7 mm).

La disposición en líneaa 90ºse debe evitar cuando existe flujo laminar en la coraza,

pero tiene una alta efectividad en la transferencia de calor en flujo turbulento;

especialmente si se desea baja caída de presión, debe considerarse como una

alternativa a las disposiciones de30° o 45°.

La disposición escalonada a60º no está considerada aquí, ya que en aplicaciones en

las que no hay cambio de fase en el flujo, se produce baja eficiencia en la

transferencia de calor y caída de presión, por lo que generalmente no es

recomendada.

Ítem 8-10 :Longitud total de tubo (Lto), longitud de tubo en el deflector (Lti) y longitud

efectiva de tubo para el área de transferencia de calor (Lta). Las definiciones de

longitud de tubo son mostradas en la Figura 27.

Figura 27. Definiciones de longitud de tubo

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

L ti es la longitud que resulta de la suma de todos los espacios de los deflectores. Para

todos los haz excepto los tubos en U, esta es la longitud entre el interior del espejo,

- 67 -

para tubos en U es la distancia entre el interior del espejo y el último deflector. Para

determinar Lti debemos conocer el espesor del espejo, que se estima por diseño

preliminar

sts DL 1.0= (32)

Lti se calcula para todo tipo de haz de tubos excepto en U por

tstoti LLL 2−= (33a)

para haz de tubos en U

tstoti LLL −= (33b)

L taes la longitud efectiva de tubo para cálculos del área de transferencia de calor. Esta

longitud se determina para todo tipo de haz excepto tubos en U por

tita LL = (34a)

para haz de tubos en U se estima una longitud de tubo adicional

otltita DLL 3.0+= (34b)

L to es la longitud nominal de tubo para todo tipo de haz, excepto para los tubos en U.

Para haz de tubos en U, la longitud de tubo varía entre las filas exteriores e interiores y

debe ser calculado por el fabricante.

Para hallar L to podemos despejar de la Ec. 33a, y reemplazar la Ec. 32 en la misma,

de donde obtendremos

( )stito LL 0.1D 2+= (35)

Estos valores deben ser multiplicados por el número de pasos en los tubos Ntppara

determinar la longitud efectiva de flujo en los tubos.

- 68 -

Ítem 11 :Corte del deflector como porcentaje de Ds (Bc). Asumiendo que el deflector

parcial está centrado con el diámetro interno de la coraza Ds, la altura de corte del

deflector Lbch está relacionada a Bc, como se muestra en la Figura28.

Figura 28. Altura de corte del deflector parcial Lbch relacionada al corte de deflector Bc

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Para fines de diseño o como un chequeo en valores específicos, la Figura 29muestra

las prácticas recomendadas, en la forma de Bc versus la relación Lbc/Ds. La recta SBC

muestra valores del corte del deflector parcialpara fluidos sin cambio de fase, mientras

que la región CV es aplicable para condensación de vapores.

Figura 29. Valores recomendados de corte de deflector parcial Bc

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

15 20 +=s

bcc D

LB (36)

- 69 -

Ítem 12 :Espaciado central de deflectores(Lbc).Este ítem de entrada se denomina

espaciado "central" de deflectores para designar un espaciado uniforme de los

deflectores sobre la longitud del haz de tubos. Las desviaciones de este patrón

regular, a veces son necesarios para las regiones de entrada y salida.

El espaciado central de deflectores está sujeto a dos limitaciones, basado en prácticas

establecidas para buena distribución de flujo y adecuado soporte de los tubos.

El espaciado central de deflectores mínimo aceptable, es requerido por razones de

buena distribución de flujo,de manera que se obtenga un patrón de flujo constante

como resultado. Reglas firmemente establecidas indican que elespaciado central de

deflectores mínimo debe ser igual al 20% del diámetro de la coraza, pero no menor

que aproximadamente 50 mm.

sbc DL 2.0min, = (37)

El espaciado central de deflectores máximo permisible, está restringido por varios

requerimientos. Una buena distribución de flujo y un correcto dimensionamiento de la

ventana de deflector, no permite que el espaciado de deflectores exceda el diámetro

de la coraza, por lo tanto

sbc DL =max, (38)

Suficiente soporte para los tubos para prevenir hundimiento y posibles vibraciones en

los tubos, TEMA recomienda valores de Lb,máx, en función del diámetro del tubo y de

dos grupos de materiales: A, acero y aleaciones de acero; y B, aleaciones de cobre y

aluminio. TEMA tipo R (más restrictiva) específica diámetros de tubo entre ¾ in (∼19

mm) y 2 in (∼51 mm). TEMA tipo C (menos restrictiva) usa los mismos valores que

TEMA R, sino que se extiende el diámetro del tubo a ¼ in (∼6mm). Estos valores se

muestran en la Figura 30y están representados por las siguientes ecuaciones:

Materiales del grupo A:

Para Dt = 19-51 mm:

532 50max, += tb DL (39a)

Para Dt = 6-19 mm:

- 70 -

228 68max, += tb DL (39b)

Materiales del grupo B:

Para Dt = 19-51 mm:

436 46max, += tb DL (39c)

Para Dt = 6-19 mm:

177 60max, += tb DL (39d)

Figura 30. Tramo máximo de tubo sin apoyo Lb,max

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Para determinar el valor de Lbcmás adecuado se recomienda utilizar el 25% de Lb,max,

claro que este puede ir variando de acuerdo al diseñador y las necesidades del

proceso, siempre y cuando este dentro de los rangos antes mencionados.

Nota: Para los diseños de intercambiadores de calor con cambio de fase no existe la

necesidad de los deflectores, para facilidad de cálculos se va tomar el valor de Lbc

igual a la longitud efectiva de transferencia de calor.

- 71 -

Ítem 13a, 13b :Espacio del deflector de entrada (Lbi) y espacio del deflector de salida

(Lbo). Si el espaciamiento uniforme de deflector se mantiene durante todo el

intercambiador, ignore este ítem. Sin embargoen algunos casos bocas grandes de

entrada y salida deben ser utilizadas, lo que hace necesario ampliar el espacio del

deflector adyacente a lasbocas.

Lbi y Lbo son ilustrados esquemáticamente en la Figura 31. A es el tramo máximo de

tubo sin apoyo en la región Lbc, y B1/B2 en la región de entrada/salida. Estos valores no

deben exceder las limitaciones de Lb,máx.

Figura 31. Dibujo esquemático de la distribución de deflectores

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Para hallar el valor adecuado de Lbi y Lbo,recomendamos que se use un 25% más que

el valor de Lbc

Ítem 14 :Número total de tubos en la coraza, o número de agujeros en el espejo para

haz de tubos(Ntt). Está en función de:

1. Diámetro de la coraza Ds (Ítem 1).

2. Tipo de haz de tubos CB (Ítem 17), que a su vez afecta el valor del espacio

interior de la coraza – haz de tubos Lbb (Ítem20) y determina el valor de Dctl.

3. Diámetro externo del tubo Dt (Ítem 2), paso en la disposición de tubos Ltp(Ítem

6) yángulo característico en la disposición de tubos θtp(Ítem 7).

4. Número de pasos de tubos Ntp (Ítem 15).

5. Omisión de tubos por placas de choque o diseños de la ventana.

- 72 -

Para un paso en los tubos Ntp = 1, teniendo expresado en la forma de un factor de

corrección (Ntt)1

( ) ( )ctttt NN Ψ−= 1 1 (40a)

( ) ( )21

2

1

78.0

tp

ctltt

LC

DN = (41)

πθθ

2

360ctlctl

c

sen−=Ψ (42)

100 *

*

s

bchc D

LB = (43)

Donde

Ψc = Factor de corrección del Ntt

Ds = Diámetro interno de la coraza(Ítem 1)

Ltp= Paso en la disposición de tubos(Ítem 6)

Bc = Corte del deflector como porcentaje de Ds (Ítem 11)

Lbch = Altura de corte del deflector

Dctl = Diámetro exterior de la última fila de tubos (Ec. 46)

θctl = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con el diámetro

exterior de la última fila de tubos (Ec. 54)

C1= Contante de distribución de tubos y está basada en θtp

0.866 para 30°

1.000 para 45° y 90°

Para pasos múltiples en los tubos Ntp> 1, el factor de corrección Ψn es mostrado en la

Figura 32.

( ) ( )ntttt NN Ψ−= 11 (40b)

- 73 -

Figura 32. Factor de corrección Ψn para pasos múltiples

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Ítem 15 :Número de pasos en los tubos (Ntp).El valor máximo de Ntp para un diámetro

de coraza Ds dado, se muestra en la Tabla 26.

Tabla 26. Número de pasos en los tubos

Diámetro interno de la coraza Número de pasos en los tubos

(Ds) mm (Ntp,max)

200 2

400 – 800 4 - 6

800 – 1300 6 - 8

>1300 8 - 10

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

- 74 -

Ítem 16 :Número de pares de tiras de sellado (Nss). En la Figura 33se esquematiza el

patrón típico de flujo.

Como una regla general, las tiras de sellado deben ser consideradas si el espacio

Lbbexcede aproximadamente un valor de 30 mm. Esto significa que el diseño de espejo

fijo y tubos en U no requiere tiras de sellado, pero el diseño del anillo dividido y

cabezal flotante sin contra brida si lo requieren. Hewitt recomienda que sea solo un par

de tiras de sellado.

Figura 33. Patrón típico de flujo en corriente de bypass con tiras de sellado

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Ítem 17: Tipo de haz de tubos (CB).Se incluye una pequeña descripción a

continuación.

Placa tubular fija, código FX

Haz de tubos en U, código UT

Anillo partido - cabezal flotante, código SRFH

Cabezal flotante con empaque, código PFH

Cabezal flotante sin contrabrida, código PTFH

UT: Es la construcción menos cara, como necesita solo un espejo y tiene los mejores

requerimientos para la expansión de tubos, su limpieza en la parte curva es difícil. El

haz de tubos es removible y la limpieza de la coraza es posible.

- 75 -

FX: Esta construcción es más cara que la UT, pero está limitada por los

requerimientos de expansión de tubos, se necesita dos espejos. Solo limpieza química

es posible en la coraza, el reemplazo de tubos es fácil.

SRFH: Es usado para aplicaciones donde las construcciones en tubos en U no son

deseables y la expansión térmica excluye un espejo fijo. La limpieza en la coraza por

métodos mecánicos estádecididaa intervalos poco frecuentes. El reemplazo de los

tubos es fácil.

PFH: Es similar al SRFH excepto que el empaque de espejo puede causar problemas.

PTFH: Es usado cuando es necesaria una limpieza frecuente en la coraza. Este es el

tipo más fácil para pulling de limpieza del haz de tubos.

Ítem 18: Espacio diametralentre OD del tubo y agujero del deflector (Ltb). Esta

dimensión está en función de Dt y Lb,máx, como se muestra en la Figura 34.

Figura 34. Espacio diametral tubo - agujero del deflectorLtb

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

DIN muestra recomendaciones diferentes

Dt,máx +0.7 -Dt

< 1000 mm -0 Ltb (mm) = for Lb,máx

Dt,máx +0.4 -Dt

> 1000 mm -0

- 76 -

Donde Dt,máx es el diámetro máximo del tubo (incluida la tolerancia), y Dt es el diámetro

externo nominal del tubo.

Ítem19: Espacio diametral interior de la coraza – deflector (Lsb). Está en función de Ds,

como se muestra en la Figura 35.

Figura 35. Espacio diametral coraza - deflector Lsb

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Para la exactitud y facilidad de cálculo TEMA ha linealizado la gráfica anterior, y

además ha adicionado un espacio de 1.5 mm resultado del área de fugas para un

factor de seguridad mejor.

ssb DL 004.01.3 += (44)

Ítem 20: Espacio diametral interior de la coraza – haz de tubos (Lbb). El valor de Lbb

depende principalmente del tipo de haz de tubos usado. Espejo fijo o tubos en U

requieren distancias mínimas. Diseño de anillo dividido y cabezal flotante requiere

- 77 -

espacios mucho más largos, para acomodar el cabezal posterior. Diseño de cabezal

flotante sin contrabrida debe acomodar los pernos para el cabezal posterior y requiere

espacios todavía más grandes. La Figura 36 muestra un estimado del valor de Lbb.

Figura 36.Espacio diametral interior de la coraza - haz de tubos Lbb

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Ítem 21-24: Temperatura interna del fluido en la coraza (Tsi), temperatura externa del

fluido en la coraza (Tso), temperatura interna del fluido en los tubos (Tti), temperatura

externa del fluido en los tubos (Tto). Se asume que todas las temperaturas son

proporcionadas por el cliente y se indican en la Tabla 1.

Ítem 25-28: Velocidad másica del fluido en la coraza (Ms), densidad (ρs), conductividad

térmica(λs), calor específico(Cps). Todas estas variables corresponden al fluido que

circula por la coraza y se explican por si solas.

- 78 -

Ítem 29: Viscosidad dinámica del fluido en la coraza (µs). Su valor depende de la

temperatura promedio del fluido que circula por la coraza, tanto para líquidos como

para gases.

Ítem 30: Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de la coraza (Rfs).Este

valor es obtenido de las Tablas 14a, 14b y 14c, el cual depende del tipo de fluido y las

condiciones corrosivas del mismo.

Ítem 31-34: Velocidad másica del fluido en los tubos(Mt), densidad (ρt), conductividad

térmica (λt), calor específico (Cpt). Todas estas variables corresponden al fluido que

circula por los tubos y se explican por sí solas.

Ítem 35: Viscosidad dinámica del fluido en la coraza (µt). Su valor depende de la

temperatura promedio del fluido que circula por los tubos, tanto para líquidos como

para gases.

Ítem 36: Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de los tubos (Rft). Este

valor es obtenido de las Tablas 14a, 14b y 14c, el cual depende del tipo de fluido y las

condiciones corrosivas del mismo.

Ítem 37-38: Coeficiente de trasferencia de calor en el lado de la coraza (αs)

ycoeficiente de trasferencia de calor en lado de los tubos (αt). Estos valoresson

obtenidos de las Tablas 14a, 14b y 14c, los cuales dependen del tipo de fluido y las

condiciones corrosivas del mismo. Asumir mediante criterios ingenieriles.

Ítem 39-40: Caída de presión máxima permisible en la coraza (∆ps allow), Caída de

presión máxima permisible en los tubos (∆pt allow). Estos valores son esenciales para el

diseño, los cuales están limitados por el cliente y se indican en la Tabla 1. Cuando

estos valores son pequeños incrementa el costo y la eficiencia del intercambiador de

calor.

- 79 -

2.3.5.4 Cálculos auxiliares. Estos son cálculos requeridos para poder determinar los

factores de corrección, áreas de flujo, superficies, etc; según sea necesario para la

determinación del coeficiente de transferencia de calor de la coraza y caída de

presión.

Área de flujoen la línea central entre el espacio d e un deflector (S m): Es el área

mínima de flujo en dirección del fluido que circula por la coraza (perpendicular al corte

del deflector).

( )

−+= ttp

efftp

ctlbbbcm DL

L

DLLS

,

(45)

totlctl DDD −= (46)

bbsotl LDD −= (47)

Donde

Dctl = Diámetro exterior de la última fila de tubos

Dotl = Diámetro primitivo de la última fila de tubos

Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)

Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)

Ltp = Paso en la disposición de tubos (Ítem 6)

Lbc = Espaciado central de deflectores(Ítem12)

Lbb = Espacio interior de la coraza – haz de tubos(Ítem 20)

Ltp,eff = Paso efectivo en la disposición de tubos (Tabla 25)

Temperaturas promedio (T s,av y T t,av): Las propiedades físicas están evaluadas en

las temperaturas medias aritméticas para los fluidos en la coraza y los tubos.

( )sosi TT += T 21

avs, (48)

( )toti TT += T 21

avt, (49)

- 80 -

Donde

Ts,av = Temperatura promedio del fluido en la coraza

Tt,av = Temperatura promedio del fluido en los tubos

Tsi = Temperatura interna del fluido en la coraza (Ítem 21)

Tso = Temperatura externa del fluido en la coraza (Ítem 22)

Tti = Temperatura interna del fluido en los tubos (Ítem 23)

Tto= Temperatura externa del fluido en los tubos(Ítem 24)

Números de Reynolds en el lado de la coraza y de lo s tubos (Re s y Re t): Los

números de Reynolds en el lado de la coraza y de los tubos están expresados por

s

st mD

µ

Res = (50)

t

tittt

D

µνρ

Re = (51)

( )6s 10 m

m

s

S

M= (52)

tptt

tt NN

Mm

/= (53)

( )62

10 25.0

−=ss

ss

D

M

ρπν (54a)

( )62

10 25.0

−=tit

tt

D

m

ρπν (54b)

Donde

Res = Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza

Ret = Número de Reynolds del fluido que circula por los tubos

ms = Velocidad másica del fluido en la coraza por unidad de área

mt = Velocidad másica del fluido que circula por cada tubo

vs = Velocidad del fluido que circula por la coraza

- 81 -

vt = Velocidad del fluido que circula por los tubo

Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)

Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)

Dti = Diámetro interno del tubo (Ítem 4)

Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)

Ntp = Número de pasos en los tubos (Ítem 15)

Ms = Velocidad másica del fluido en la coraza (Ítem 25)

Ρs = Densidad a temperatura media del fluido en la coraza(Ítem 26)

µs = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 29)

Mt = Velocidad másica del fluido en los tubos (ítem 31)

ρt = Densidad a temperatura media del fluido en los tubos(Ítem 32)

µt = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en los tubos (Ítem 35)

Sm = Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector (Ec. 45)

Números de Prandtl en el lado de la coraza y de los tubos (Pr s y Pr t): Los

númerosde Prandtl en el lado de la coraza y de los tubos están expresados por

( )3s 10

Pr −=

s

ssCp

λµ

(55)

( )310

Pr −=t

ttt

Cp

λµ

(56)

Donde

Prs = Número de Prandtl del fluido que circula por la coraza

Prt = Número de Prandtl del fluido que circula porlos tubos

λs= Conductividad térmica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 27)

Cps = Calor específico a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 28)

µs = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 29)

λt = Conductividad térmica a temperatura media del fluido en los tubos (Ítem 33)

Cpt = Calor específico a temperatura media del fluido en los tubos (Ítem 34)

µt = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en los tubos (Ítem 35)

Cálculos de la ventana de deflector parcial: En la Figura 37 se ilustra la geometría

básica de un deflector segmentado en relación a los tubos.

- 82 -

Figura 37.Relaciones geométricas del deflector

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

−= −

100 21 cos2 1 c

ds

Bθ (57)

−= −

100 21 cos2 1 c

ctl

sctl

B

D

Dθ (58)

Donde

θds = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de

coraza interna

θctl = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con el diámetro

exterior de la última fila de tubos

Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)

Bc = Corte del deflector como porcentaje de Ds(Ítem 11)

Dctl = Diámetro exterior de la última fila de tubos (Ec. 46)

Área neta de flujo a través de una ventana del defl ector (S w):Esta área se

determina por

wtwgw SSS −= (59)

- 83 -

( )

−=πθθπ

2

360

42 dsds

swg

senDS (60)

= 2 4

twttwt DFNSπ

(61)

πθθ

2

360ctlctl

w

senF −= (62)

( )wc FF 21−= (63)

Donde

Swg = Área bruta de ventana de flujo

Swt = Área de la ventana del deflector parcial ocupada por los tubos

Fw = Fracción de tubos en una ventana

Fc = Fracción de tubos en flujo cruzado entre los extremos de un deflector

Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)

Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)

Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)

θds = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de

coraza interna (Ec. 57)

θctl = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con el diámetro

exterior de la última fila de tubos (Ec. 58)

Número efectivo de filas de tubos en flujo cruzado( Ntcc y Ntcw ): La determinación

del número efectivo de filas de tubos en flujo cruzado es un parámetro esencial para el

cálculo del coeficiente de transferencia de calor, caída de presión y los factores de

corrección correspondientes.

−=100

21 c

pp

stcc

B

L

DN (64)

−−

=2100

8.0 ctlsc

spp

tcw

DDBD

LN (65)

- 84 -

Donde

Ntcc = Número efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo

Ntcw = Número efectivo de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector

Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)

Bc = Corte del deflector como porcentaje de Ds(Ítem 11)

Dctl = Diámetro exterior de la última fila de tubos (Ec. 46)

Lpp = Distancia efectivaentre filasde tubos en la dirección de flujo (Tabla 25)

Número de deflectores (N b):El número de deflectores es requerido para calcular el

número total de pasos.

1−=bc

tib L

LN (66)

Donde

Lti = Longitud de tubo en el deflector (Ítem 9)

Lbc = Espaciado central de deflectores (Ítem 12)

Parámetros del área de bypass de la coraza(S b y Fsbp ): Estos parámetros se

determinan por

( )[ ]plotlsbcb LDDLS +−= (67)

m

bsbp S

SF = (68)

Donde

Sb = Área de bypass dentro de un deflector

Fsbp = Fracción del área de bypass para el área total de flujo cruzado

Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)

Lbc= Espaciado central de deflectores (Ítem 12)

Sm = Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector (Ec. 45)

Dotl = Diámetro primitivo de la última fila de tubos (Ec. 47)

Lpl = Expresa el efecto bypass de partición entre las paredes del tubo

- 85 -

0 para cálculos estándar

0.5 Dtpara propósitos de cálculos estimados

Áreasde fuga(S sb y S tb): Las áreas de fuga coraza-deflector y tubo-deflector se

determinan por

−

=360

360

2 dssb

ssb

LDS

θπ (69)

( )[ ] ( ) ( )wttttbttb FNDLDS −

−+= 1

422π

(70)

Donde

Ssb = Área de fuga coraza - deflector

Stb = Área de fuga tubo - deflector

Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)

Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)

Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)

Ltb = Espacio diametral tubo OD - agujero del deflector (Ítem 18)

Lsb = Espacio diametral interior de la coraza - deflector(Ítem19)

θds = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de

coraza interna (Ec. 57)

Fw = Fracción de tubos en una ventana (Ec. 62)

Factores de corrección para el coeficiente de trans ferencia de calor: Los factores

de corrección para el coeficiente de transferencia de calor del fluidoque circula por la

coraza se determinan por

cc FJ 72.055.0 += (71)

( ) ( )[ ] ( )lmssl rrrJ 2.2 exp 1 44.011 44.0 −−−+−= (72)

( )[ ]3 21 exp sssbpbhb rFCJ −−= (73)

- 86 -

( ) ( )[ ]1 80

Re20 −

−+= rrs

rrr JJJ (74a)

( ) ( )( ) ( )( )

( ) ( ) ( )**

1*1*

1

1

oib

n

o

n

ibs LLN

LLNJ

++−++−=

−−

(75)

tbsb

sbs SS

Sr

+= (76)

m

tbsblm S

SSr

+= (77)

tcc

ssss N

Nr = (78)

bc

bii L

LL =* (79)

bc

boo L

LL =* (80)

Para Res≤ 100 (flujo laminar) se puede expresar como

( ) ( ) 18.0

51.1

crr

NJ = (81)

( ) ( )1 ++= btcwtccc NNNN (82)

Para Res> 100 (flujo en transición y turbulento) se puede expresar como

Jr = 1 (74b)

Donde

Jc = Factor de corrección(transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial

- 87 -

Jl = Factor de corrección (transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector

Jb = Factor de corrección (transferencia de calor) de transferencia de calor por

efecto del bypass

Jr = Factor de corrección (transferencia de calor) para gradiente de temperatura

adverso en flujo laminar

Js = Factor de corrección (transferencia de calor) por espacios desiguales de los

deflectores en la entrada y/o salida

1 para Lbi = Lbo = Lbc

rs = Parámetro de correlación entre las áreas de fuga

rlm = Parámetro de correlación entre las áreas de fuga y el área de flujo

rss = Parámetro de correlación entre el número de tiras de sellado y el número

efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo

Li* = Relación entre el espacio de entrada y el espaciado central de deflectores

Lo* = Relación entre el espacio de salida y el espaciado central de deflectores

(Jr)r = Primera aproximación del factor de corrección en flujo laminar

Nc = Número total de filas de tubos en todo el intercambiador

Lbc = Espaciado central de deflectores (Ítem 12)

Lbi = Espacio del deflector de entrada (Ítem 13a)

Lbo = Espacio del deflector de salida (Ítem 13b)

Nss = Número de tiras de sellado (Ítem 16)

Sm = Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector (Ec. 45)

Res = Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza (Ec. 50)

Fc = Fracción de tubos en flujo cruzado entre los extremos de un deflector (Ec. 63)

Ntcc = Número de filas de tubos cruzados en una sección de flujo (Ec. 64)

Ntcw = Número de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector (Ec. 65)

Nb = Número de deflectores (Ec. 66)

Fsbp = Fracción del área de bypass para el área total de flujo cruzado (Ec. 68)

Ssb = Área de fuga coraza – deflector (Ec. 69)

Stb = Área de fuga tubo – deflector (Ec. 70)

Cbh = Constante del tipo de flujo(transferencia de calor)

1.35 para flujo laminar, Res ≤ 100

1.25 para flujo en transición y turbulento, Res> 100

n = Pendiente de la curva del factor de fricción

1.0 para flujo laminar, Res ≤ 100

0.2 para flujo en transición y turbulento, Res> 100

Factores de corrección para la caída de presión: Los factores de corrección para la

caída de presión del fluido que circula por la coraza se determinan por

- 88 -

( ) ( ) ( )[ ][ ]8.0 1 15.0 1 33.1 exp ++−+−= srlmsl rrR (83)

( )[ ]3 21 exp sssbpbpb rFCR −−= (84)

( ) ( )n

bi

bc

n

bo

bcs L

L

L

LR

−−

+

=

22

(85)

Donde

Rl = Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector

Rb = Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del

bypass

Rs = Factor de corrección (caída de presión) por espacios desiguales de los

deflectores en la entrada y/o salida

2 para Lbi = Lbo = Lbc

Lbc = Espaciado central de deflectores (Ítem 12)

Lbi = Espacio del deflector de entrada (Ítem 13a)

Lbo = Espacio del deflector de salida (Ítem 13b)

Fsbp = Fracción del área de bypass para el área total de flujo cruzado (Ec. 68)

rs = Parámetro de correlación entre las áreas de fuga (Ec. 76)

rlm = Parámetro de correlación entre las áreas de fuga y el área de flujo (Ec. 77)

rss = Parámetro de correlación entre el número de tiras de sellado y el número

efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo (Ec. 78)

Cbp = Constante del tipo de flujo (caída de presión)

4.5 para flujo laminar, Res ≤ 100

3.7 para flujo en transición y turbulento, Res> 100

n = Pendiente de la curva del factor de fricción

1.0 para flujo laminar, Res ≤ 100

0.2 para flujo en transición y turbulento, Res> 100

Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal ( ααααi):El

coeficiente de transferencia de calor basado en un banco de tubos ideal está definida

por

- 89 -

( ) ( )rssssii mCpj Φ= − Pr 32α (86)

( ) ( ) 2Re33.1

1a

s

a

t

tpi

DL

aj

= (87)

( )14.0

,

=Φ

ws

srs µ

µ (88)

( )bwTa ws, =µ (89)

( )

+−

+=st

avtavsavtw

TTTT

αα1,,

, (90)

( ) 4Re14.013

as

aa

+= (91)

( ) 4Re 14.013

bs

bb

+= (92)

Donde

ji = Factor de corrección (transferencia de calor) para un banco de tubos ideal

(Φs)r = Parámetro de correlación entre las viscosidades dinámicas

µs,w = Viscosidad dinámica a temperatura de la pared del tubo

Tw = Temperatura de la pared del tubo

a, b = Coeficientes de correlación para ji y fi

Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)

Ltp = Paso en la disposición de tubos (Ítem 6)

Cps= Calor específicoa temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 28)

µs = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 29)

αs = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza (ítem 37)

αt = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos (ítem 38)

Ts,av = Temperatura promedio del fluido en la coraza (Ec. 48)

Tt,av = Temperatura promedio del fluido en los tubos (Ec. 49)

- 90 -

Res = Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza(Ec.50)

ms = Velocidad másica del fluido en la coraza por unidad de área (Ec. 52)

Prs = Número de Prandtl del fluido que circula por la coraza (Ec. 55)

Los valores a1, a2, a3, a4, b1, b2, b3 y b4 se obtiene de la Tabla 27.

Tabla 27. Coeficientes de correlación para ji y fi

Ángulo característico

(θtp)

Número de Reynolds

(Re) a1 a2 a3 a4 b1 b2 b3 b4

30° 10 5 - 104 0.321 -0.388 1.450 0.519 0.372 -0.123 7.000 0.500

104 - 103 0.321 -0.388 0.486 -0.152

103 - 102 0.593 -0.477 4.570 -0.476

102 - 10 1.360 -0.657 45.100 -0.973

< 10 1.400 -0.667 48.000 -1.000

45° 10 5 - 104 0.370 -0.396 1.930 0.500 0.303 -0.126 6.590 0.520

104 - 103 0.370 -0.396 0.333 -0.136

103 - 102 0.730 -0.500 3.500 -0.476

102 - 10 0.498 -0.656 26.200 -0.913

< 10 1.550 -0.667 32.000 -1.000

90° 10 5 - 104 0.370 -0.395 1.187 0.370 0.391 -0.148 6.300 0.378

104 - 103 0.107 -0.266 0.082 0.022

103 - 102 0.408 -0.460 6.090 -0.602

102 - 10 0.900 -0.631 32.100 0.963

< 10 0.970 -0.667 35.000 -1.000

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

Caída de presión para un banco de tubos ideal ( ∆∆∆∆pbi):La caída de presión basada

en un banco de tubos ideal está definida por

( ) ( ) rs

s

stccibi

mNfp −− Φ=∆ 10 2

23

ρ (93)

( ) ( ) 2Re33.1

1b

s

b

ttpi DL

bf

= (94)

Donde

fi= Factor de corrección (caída de presión) para un banco de tubos ideal

- 91 -

Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)

Ltp = Paso en la disposición de tubos (Ítem 6)

ρs = Densidad a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 26)

Res = Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza(Ec.50)

ms = Velocidad másica del fluido en la coraza por unidad de área (Ec. 52)

Ntcc = Número de filas de tubos cruzados en una sección de flujo (Ec. 64)

(Φs)-r= Inverso del parámetro de correlación entre las viscosidades dinámicas (Ec. 88)

b = Coeficiente de correlación para ji y fi (Ec. 92)

Los valores b1, b2, b3 y b4 se obtiene de la Tabla 27.

Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido( ααααsc):

Basado en los cálculos de los coeficientes para un banco de tubos ideal, se determina

el coeficiente actual en la coraza.

( )srblcisc JJJJJ αα = (95)

Donde

Jc = Factor de corrección (transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial

(Ec. 71)

Jl = Factor de corrección (transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector

(Ec. 72)

Jb = Factor de corrección (transferencia de calor) de transferencia de calor por efecto

del bypass (Ec. 73)

Jr = Factor de corrección (transferencia de calor) para gradiente de temperatura

adverso en flujo laminar (Ec. 74)

Js = Factor de corrección (transferencia de calor) por espacios desiguales de los

deflectores en la entrada y/o salida (Ec. 75)

αi = Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal (Ec. 86)

Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos

corregido( ααααtc):Basado en los cálculos de los coeficientes para un banco de tubos

ideal, se determina el coeficiente actual en los tubos.[14]

- 92 -

( )ti

tttc D

Nu λα = (96)

( )( ) ( )( )1Pr 7.1207.1

Pr Re 3 2

8

8

−+=

tf

ttf

tt

t

Nu (97)

25.0Re

316.0

t

tf = (98)

Donde

Nut = Número de Nusselt del fluido en los tubos

ft = Factor de rozamiento entre el fluido y la pared del tubo

Dti = Diámetro interno del tubo(Ítem 4)

λt = Conductividad térmica a temperatura media del fluido en los tubos(Ítem 33)

Ret = Número de Reynolds del fluido que circula por los tubos (Ec. 51)

Prt = Número de Prandtl del fluido que circula por los tubos(Ec. 56)

2.3.5.5 Evaluación del diseño térmico. Un diseño perfecto se identifica cuando el

calor requerido qreq es igual al calor calculado qcal. Sin embargo en términos generales

existe diferencia entre estos dos valores, la misma que debe ser revisada evaluando el

diseño térmico.

La diferencia entre el valor requerido y valor calculado debe ser revisada por ajuste de

los factores involucrados, llamados: área de transferencia de calor y coeficiente global

de transferencia de calor.

a. Área de transferencia de calor calculada( Ao cal )

tttatcalo NLDA π= (99)

Donde

Dt = Diámetro externo del tubo(Ítem 2)

Lta = Longitud efectiva de tubo para el área de transferencia de calor(Ítem 10)

Ntt = Número total de tubos(Ítem 14)

- 93 -

b. Coeficiente global de transferencia de calor cal culado( Uo cal )

++

++

=

i

calo

tct

m

calo

tw

tws

sc

calo

A

ARf

A

ALRf

U

1

1

1

αλα

(100)

ttN tatii LDA π= (101)

Donde

Ai = Área interna del tubo

Ltw = Espesor de la pared del tubo(Ítem 3)

Dti = Diámetro interno del tubo (Ítem 4)

λtw = Conductividad térmica de la pared del tubo (Ítem 5)

Lta = Longitud efectiva de tubo para el área de transferencia de calor (Ítem 10)

Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)

Rfs = Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de la coraza(ítem 30)

Rft = Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de los tubos(ítem 36)

Am = Área media efectiva(Ec. 28)

αsc = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido (Ec. 95)

αtc = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos corregido (Ec. 96)

Ao cal = Área de transferencia de calor calculada (Ec. 99)

c. Flujo de calor calculado( qcal)

CMTDAUq ocalocal cal = (102)

Donde

CMTD = Diferencia de temperatura media logarítmica corregida(Ec. 26)

Ao cal = Área de transferencia de calor calculada (Ec. 99)

Uo cal = Coeficiente global de transferencia de calor calculado (Ec. 100)

d. Relación entre los flujos de calor requerido y c alculado

- 94 -

1≤cal

req

q

q (103)

Esta relación nos indica el correcto dimensionamiento de nuestro diseño térmico, el

diseño ideal debe ser igual a uno, sin embargo en la realidad este valor es menor a

uno, evitando que éste sea demasiado bajo ya que estaríamos hablado de un

sobredimensionamiento del equipo.

e. Determinación del área de transferencia de calor requerida( Ao req )

calocal

req

reqo Aq

qA

= (104)

Donde

qreq = Estimación del flujo del calor requerido (Ec. 20a o Ec. 20b)

Aocal= Área de transferencia de calor calculada (Ec. 99)

qcal = Flujo del calor calculado (Ec. 102)

2.3.6 Diseño hidráulico. El diseño hidráulico establece la caída de presión que

sufren los fluidos, y asegura que se encuentre dentro de los rangos permisibles para el

correcto funcionamiento del equipo.

2.3.6.1 Caída de presión en la coraza. La caída de presión total del fluido en la

coraza ∆ps, esta expresado de la siguiente manera

ewcs pppp ∆+∆+∆=∆ (105)

Donde

∆pc = Caída de presión del flujo cruzado entre los deflectores

∆pw = Caída de presión en todas las ventanas de los deflectores

∆pe = Caída de presión del fluido en los compartimentos del primero y el último

- 95 -

Caída de presión del flujo cruzado entre los deflec tores( ∆∆∆∆pc): La sección de la

cubierta del intercambiador con los componentes de esta caída de presión se muestra

en la Figura 38.

Figura 38. Región de flujo que cruza entre deflectores

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

( ) ( ) ( )lbbbic RRNpp 1 −∆=∆ (106)

Donde

Nb = Número de deflectores (Ec. 66)

Rl = Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector

(Ec. 83)

Rb = Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del

bypass (Ec. 84)

∆pbi = Caída de presión para un banco de tubos ideal (Ec. 93)

Caída de presión en todas las ventanas de los defle ctores( ∆∆∆∆pw): La región de flujo

con los componentes de esta caída de presión se muestra en la Figura 39.

Figura 39. Región de flujo considerada para una ventana de flujo

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

- 96 -

Para flujo turbulento, Res≥ 100

( ) ( ) ls

wtcwbw R

mNNp 10

2 6.02 3

2

+=∆ −

ρ (107a)

( )610 wm

sw

SS

Mm = (108)

Para flujo laminar, Res< 100

( ) ( ) ls

w

w

bc

ttp

tcw

s

swbw R

m

D

L

DL

NmNp

210 2

26

23

2

+

+

−=∆ −

ρρµ

(107b)

360

4

dsstwt

ww DND

SD

θππ += (109)

wtttw FNN = (110)

Donde

mw = Velocidad másica del fluido en la coraza

Dw = Diámetro hidráulico equivalente de una ventana de deflector parcial

Ntw = Número de tubos en una ventana

Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)

Ltp = Paso en la disposición de tubos (Ítem 6)

Lbc = Espaciado central de deflectores (Ítem 12)

Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)

Ms = Velocidad másica del fluido en la coraza (Ítem 25)

ρs = Densidad a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 26)

µs = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 29)

Sm = Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector (Ec. 45)

θds = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de

coraza interna (Ec. 57)

Sw = Área neta de flujo a través de una ventana del deflector (Ec. 59)

Fw = Fracción de tubos en una ventana (Ec. 62)

Ntcw = Número de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector (Ec. 65)

- 97 -

Nb = Número de deflectores (Ec. 66)

Rl = Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector (Ec.

83)

Caída de presión del fluido en los compartimentos d el primero y el último( ∆∆∆∆pe):

La región de flujo para las zonas finales depende del número de filas de tubos y de las

corrientes de fuga en la entrada y salida de las zonas finales.[15]

Figura 40. Región de flujo para los compartimentos del primero y el último

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

( ) sbtcc

tcwbie RR

N

Npp 1

+∆=∆ (111)

Donde

Ntcc = Número de filas de tubos cruzados en una sección de flujo (Ec. 64)

Ntcw= Número de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector (Ec. 65)

Rb = Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del

bypass (Ec. 84)

Rs = Factor de corrección (caída de presión) por espacios desiguales de los

deflectores en la entrada y/o salida (Ec. 85)

∆pbi = Caída de presión para un banco de tubos ideal (Ec. 93)

2.3.6.2 Caída de presión en los tubos. La caída de presión del fluido en los tubos∆pt,

se calcula para un solo tubo por cada paso ya que los mismos se encuentran en

paralelo.[7]

- 98 -

Figura 41. Región de flujo de los tubos por cada paso

Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.

gNHp tptrpt ρ=∆ (112)

=

gD

LfH t

t

toirp 2

2ν

(113)

Donde

Hrp = Perdidas primarias por longitud de tubo

Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)

Lto = Longitud total de tubo (Ítem 8)

Ntp = Número de pasos en los tubos (Ítem 15)

ρt = Densidad a temperatura media del fluido en los tubos(Ítem 32)

vt = Velocidad del fluido que circula por los tubo (Ec. 54)

fi= Factor de corrección (caída de presión) para un banco de tubos ideal (Ec. 94)

g = Gravedad (9.81 m/s2)

2.3.6.3 Evaluación del diseño hidráulico. Para la evaluación del diseño hidráulico el

cliente debe haber proporcionado las caídas de presión admisibles tanto para la

coraza como para los tubos, los valores calculados para la caída de presión no deben

sobre pasar por ningún motivo los valores admisibles.

sallows pp ∆≥∆ (114)

tallowt pp ∆≥∆ (115)

- 99 -

CAPÍTULO III

3. DISEÑO TÉRMICO E HIDRÁULICO

3.1 Planteamiento del problema

La Industria Acero de los Andes ha decidido abrirse campo en el desarrollo de

intercambiadores de calor, para lo cual es de suma importancia tener una memoria

técnica como respaldo.Para la comparación del programa HTRI se ha propuesto el

desarrollo de dos tipos de intercambiadores de calor AES y AKT, los datos obtenidos

en el data sheet del programa se van a comparar con los valores obtenidos en el

desarrollado de la tesis.

3.2 Diseño del intercambiador de calor tipo AES

3.2.1 Datos de entrada. Para poder realizar el diseño térmico e hidráulico del

intercambiador AES necesitamos los requerimientos a los cuales va a funcionar.

Coraza

Tipo de fluido: Crudo reducido

ºAPI: 8

Masa de fluido: 137068 Kg/h

Temperatura de entrada: 248.8 ºC

Temperatura de salida: 211.3 ºC

Caída de presión admisible: 1 Kgf/cm2

Presión de entrada: 18.8 Kgf/cm2A

Tabla 28. Propiedades del fluido que circula por la coraza (AES)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.832

Figura 20

sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.858

Figura 20

Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.576 Kcal/Kg °C Figura 21

Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.549 Kcal/Kg °C Figura 21

- 100 -

Tabla 28. (Continuación)

λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.064 Kcal/h m °C Figura 22

λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.065 Kcal/h m °C Figura 22

µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 2.077 cP Figura 23

µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 3.127 cP Figura 23

Tubos:

Tipo de fluido: Crudo oAPI: 26

Temperatura de entrada: 178.5 ºC

Temperatura de salida: 201.3 ºC

Caída de presión admisible: 1 Kgf/cm2

Presión de entrada: 26.1 Kgf/cm2A

Tabla 29. Propiedades del fluido que circula por los tubos (AES)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.780

Figura 20

sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.766

Figura 20

Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.558 Kcal/Kg °C Figura 21

Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.576 Kcal/Kg °C Figura 21

λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.069 Kcal/h m °C Figura 22

λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.069 Kcal/h m °C Figura 22

µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 1.580 cP Figura 23

µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 1.284 cP Figura 23

3.2.2 Diseño térmico

3.2.2.1 Cálculo del área supuesta

Estimación del flujo de calor requerido(qreq)

( )sosissreq TTCpMq −=

( ) ( ) ( )3.2118.248 562.0 137068 −=reqq

- 101 -

h

Kcalqreq 2890860=

Cálculo de la masa del fluido que circula por los tubos (Mt)

( )titot

reqt TTCp

qM

−=

( )( )5.1783.201567.0

2890860

−=tM

h

KgM t 223578=

Cálculo de la diferencia de temperatura media logarítmica corregida(CMTD)

CTTT otosiA 5.473.2018.248 =−=−=∆

CTTT otisoB 8.325.1783.211 =−=−=∆

∆∆

∆−∆=

A

B

AB

T

T

TTLMTD

ln

−=

8.32

5.47ln

8.325.47LMTD

CLMTD o 7.39=

64.1=−−=

cico

hohi

TT

TTR

32.0=−−=

cihi

cico

TT

TTS

- 102 -

32.0

1

1

1

11

' 1

1

=

−⋅−−

−⋅−−

=c

c

n

n

S

SRR

S

SR

S

( ) ( )( )

90.0

11'2

11'2ln1

'1'1

ln1

2

2

2

=

+++−+−+−⋅−

⋅−−⋅+

=

RRS

RRSR

SR

SR

F

FLMTDCMTD .=

( ) ( )90.0 7.39=CMTD

CCMTD o 77.35=

Estimación del coeficiente global de transferencia de calor (Uo)

Tabla 30. Coeficientes de transferencia de calor y resistencias por ensuciamiento (AES)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

αs Coeficiente de transferencia de calor en la coraza 250 W/m2 °K Tabla 14a

αt Coeficiente de transferencia de calor en los tubos 1000 W/m2 °K Tabla 14a

Rfs Resistencia por ensuciamiento en la coraza 0.001 m2 °K/W Tabla 14a

Rft Resistencia por ensuciamiento en los tubos 0.0008 m2 °K/W Tabla 14a

++

++

=

i

o

tt

m

o

tw

tws

s

o

A

ARf

A

ALRf

U

1

1

1

αλα

++

++

=

−

−−

−

−−−

3

34

3

333

102.21104.25

1000

1108

103.23104.25

18

10108.2101

2501

1

x

xx

x

xxx

Uo

Cmh

Kcal

Km

WU

oocalo ⋅⋅=

⋅= 22 26.118 59.137

- 103 -

Cálculo de área total de transferencia de calor supuesta(Ao’)

CMTDU

qA

o

reqo

=

( ) ( )8.35 6.118

2890860=oA

2 38.683 mAo =

Tabla 31. Factores de corrección F1, F2 y F3 (AES)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

F1 Por diámetro de tubo y arreglo de tubos 1.54

Tabla 16

F2 Por el número de pasos en los tubos 1.08

Tabla 17

F3 Por tipo de coraza y tipo de arreglo en los tubos 1.04

Tabla 18

321 ' FFFAA oo =

)04.1)(08.1)(54.1)(38.683('=oA

2 06.1182' mAo =

Tabla 32. Combinaciones posibles entre Ds y Lta (AES)

Diámetro interno de la coraza

Longitud efectiva de los tubos L ta/Ds

(Ds) m (Lta) m

1.22 8.8 7.21

1.29 7.3 5.66

1.38 6.9 5.00

1.52 5.8 3.82

La selección adecuada de la relación entre la longitud efectiva de los tubos y el

diámetro de la coraza se va a realizar tomando en cuenta el espacio físico con el que

se cuenta y la experiencia del diseñador.

mL

mD

ta

s

9.6

38.1

==

- 104 -

3.2.2.2 Criterios de diseño

Tabla 33. Criterios de diseño (AES)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

- Clase de servicio R

Tabla 6

Dt std Diámetro estandarizado de los tubos 1" BWG 14 mm Tabla 15

θtp Arreglo de los tubos 45 ° Tabla 25

- Material de los tubos A-268

Tabla 12

- Material de la coraza Acero

calmado Tabla 13

Ltp Paso en la disposición de tubos 31.75 mm Tabla 24

Ntp Número de paso para los tubos 6

Tabla 26

Ntt Número total de tubos 1441

Ec. 40b

Lbc Espaciado central de deflectores 486 mm Figura 30

Nss Número de tiras de sellado (pares) 1

Figura 33

Ltb Espacio diametral tubo OD - agujero del deflector 0.4 mm Figura 34

3.2.2.3 Cálculos preliminares

Tabla 34. Cálculos preliminares (AES)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

Ds Diámetro interno de la coraza 1380 mm Tabla 32

Dt Diámetro externo del tubo 25.4 mm Tabla 33

Ltw Espesor de la pared del tubo 2.108 mm Tabla 15

Dti Diámetro interno del tubo 21.184 mm Tabla 15

λtw Conductividad térmica de la pared del tubo 18 W/m °K Tabla 12

Ltp Paso en la disposición de tubos 31.75 mm Tabla 33

θtp Ángulo característico en la disposición de tubos 45 ° Tabla 33

Lto Longitud total de tubo 7196 mm Ec. 35

Lti Longitud de tubo en el deflector 6920 mm Ec. 33a

Lta Longitud efectiva de tubo 6920 mm Ec. 34a

Bc Corte del deflector como porcentaje de Ds 22.04 % Ec. 36

- 105 -

Tabla 34. (Continuación)

Lbc Espaciado central de deflectores 486 mm Tabla 33

Lbi Espacio del deflector de entrada 607.5 mm Figura 31

Lbo Espacio del deflector de salida 607.5 mm Figura 31

Ntt Número total de tubos 1441 - Tabla 33

Ntp Número de pasos en los tubos 6 - Tabla 33

Nss Número de tiras de sellado 1 - Tabla 33

CB Tipo de haz de tubos SRFH código Teoría

Ltb Espacio tubo OD - agujero del deflector 0.4 mm Tabla 33

Lsb Espacio interior de la coraza – deflector 8.62 mm Ec. 44

Lbb Espacio interior de la coraza – haz de tubos 48 mm Figura 36

Tsi Temperatura interna del fluido en la coraza 248.8 °C

Datos de entrada

Tso Temperatura externa del fluido en la coraza 211.3 °C

Tti Temperatura interna del fluido en los tubos 178.5 °C

Tto Temperatura externa del fluido en los tubos 201.3 °C

Ms Velocidad másica del fluido en la coraza 38.07 Kg/s Dato de entrada

ρs Densidad del fluido en la coraza 845.06 Kg/m3 Tabla 28

λs Conductividad térmica del fluido en la coraza 0.075 W/m °K Tabla 28

Cps Calor específico del fluido en la coraza 2353.15 J/Kg °K Tabla 28

µs Viscosidad dinámica del fluido en la coraza 0.0026 Pa.s Tabla 28

Rfs Resistencia por ensuciamiento en la coraza 0.001 m2 °K/W Tabla 30

Mt Velocidad másica del fluido en los tubos 62.11 Kg/s Dato de entrada

ρt Densidad del fluido en los tubos 773.07 Kg/m3 Tabla 29

λt Conductividad térmica del fluido en los tubos 0.080 W/m ºK Tabla 29

Cpt Calor específico del fluido en los tubos 2372.77 J/Kg ºK Tabla 29

µt Viscosidad dinámica del fluido en los tubos 0.0014 Pa.s Tabla 29

Rft Resistencia por ensuciamiento en los tubos 0.0008 m2 °K/W Tabla 30

αs Coeficiente de transferencia de calor en la coraza 250 W/m2 °K Tabla 30

αt Coeficiente de transferencia de calor en los tubos 1000 W/m2 °K Tabla 30

(∆ps)max Caída de presión permisible en la coraza 1 kPa Datos de entrada (∆pt)max Caída de presión permisible en los tubos 1 kPa

- 106 -

3.2.2.4 Cálculos auxiliares

Tabla 35. Cálculos auxiliares (AES)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

Nsp Número de pasos en la coraza 1

Teoría

Sm Área de flujo en la línea central 202879.91 mm2 Ec. 45

Dctl Diámetro exterior de la última fila de tubos 1332 mm Ec. 46

Dotl Diámetro primitivo de la última fila de tubos 1306 mm Ec. 47

Ts,av Temperatura promedio del fluido en la coraza 230.05 oC Ec. 48

Tt,av Temperatura promedio del fluido en los tubos 189.90 oC Ec. 49

Res Número de Reynolds del fluido en la coraza 1832.03

Ec. 50

Ret Número de Reynolds del fluido en los tubos 14280.02

Ec. 51

ms Velocidad másica del fluido en la coraza 187.67 Kg/s m2 Ec. 52

mt Velocidad másica del fluido por cada tubo 0.259 Kg/s Ec. 53

vs Velocidad del fluido que circula por la coraza 0.20 m/s Ec. 54a

vt Velocidad del fluido que circula por los tubo 1.25 m/s Ec. 54b

Prs Número de Prandtl del fluido en la coraza 81.68

Ec. 55

Prt Número de Prandtl del fluido en los tubos 42.31

Ec. 56

θds Ángulo central: corte del deflector - pared 112.01 ° Ec. 57

θctl Ángulo central: corte del deflector - diámetro ext 107.57 ° Ec. 58

Sw Área neta de flujo a través de una ventana 137274.6 mm2 Ec. 59

Swg Área bruta de ventana de flujo 244665.9 mm2 Ec. 60

Swt Área de la ventana ocupada por los tubos 107391.3 mm2 Ec. 61

Fw Fracción de tubos en una ventana 0.15

Ec. 62

Fc Fracción de tubos entre los extremos del deflector 0.71

Ec. 63

Ntcc Número de filas de tubos en una sección de flujo 34.37

Ec. 64

Ntcw Número de filas de tubos en una ventana 9.52

Ec. 65

Nb Número de deflectores 12

Ec. 66

Sb Área de bypass dentro de un deflector 36288 mm2 Ec. 67

Fsbp Fracción del área de bypass para el área de flujo 0.18

Ec. 68

Lpl Expresa el efecto bypass de partición 0 mm Cte

Ssb Área de fuga coraza - deflector 12871.83 mm2 Ec. 69

Stb Área de fuga tubo - deflector 19769.38 mm2 Ec. 70

- 107 -

Tabla 35. (Continuación)

Jc Factor de corrección (transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial 1.058

Ec. 71

Jl Factor de corrección (transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector 0.781

Ec. 72

Jb Factor de corrección (transferencia de calor) de transferencia de calor por efecto del bypass 0.872

Ec. 73

Jr Factor de corrección (transferencia de calor) para flujo laminar 1.000

Ec. 74

Js Factor de corrección (transferencia de calor) por espacios desiguales en la entrada y/o salida 0.991

Ec. 75

rs Parámetro de correlación: áreas de fuga 0.394

Ec. 76

rlm Parámetro de correlación: áreas de fuga - flujo 0.161

Ec. 77

rss Parámetro de correlación: número de tiras de sellado – número de filas de tubos en una sección 0.029

Ec. 78

Li* Relación: espacio de entrada - espaciado central 1.25

Ec. 79

Lo* Relación: espacio de salida - espaciado central 1.25

Ec. 80

Cbh Constante del tipo de flujo (transferencia de calor) 1.25

Cte

n Pendiente de la curva del factor de fricción 0.2

Cte

Rl Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector 0.533

Ec. 83

Rb Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del bypass 0.667

Ec. 84

Rs Factor de corrección (caída de presión) por espacios desiguales en la entrada y/o salida 1.338

Ec. 85

Cbp Constante del tipo de flujo (caída de presión) 3.7

Cte

αi Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal 302.27 W/m2 °K Ec. 86

ji Factor de corrección (transferencia de calor) para un banco de tubos ideal 0.018

Ec. 87

(Φs)r Parámetro de correlación: viscosidades dinámicas 0.726

Ec. 88

µs,w Viscosidad dinámica a temperatura de la pared 0.026 Pa.s Ec. 89

Tw Temperatura de la pared del tubo 238.08 oC Ec. 90

a Coeficiente de correlación 0.276

Ec. 91

b Coeficiente de correlación 0.827

Ec. 92

∆pbi Caída de presión para un banco de tubos ideal 0.392 KPa Ec. 93

fi Factor de corrección (caída de presión) para un banco de tubos ideal 0.099

Ec. 94

(Φs)-r Inverso del parámetro (Φs)

r 1.377

Ec. 88

αsc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido 216.00 W/m2 °K Ec. 95

- 108 -

Tabla 35. (Continuación)

αtc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos corregido 870.40 W/m2 °K Ec. 96

Nut Número de Nusselt del fluido en los tubos 229.58

Ec. 97

ft Factor de rozamiento: fluido - pared del tubo 0.029

Ec. 98

mw Velocidad másica del fluido en la coraza 228.15 Kg/s m2 Ec. 108

Hrp Perdidas primarias por longitud de tubo 0.790 m Ec. 113

3.2.2.5 Evaluación del diseño térmico

Áreas de transferencia de calor

2

al

71.795

)1441)(19.7)(0254.0(

mA

A

NLDA

calo

co

tttotcalo

=

==

ππ

2

0

729.66

)1441)(010592.00127.0)(92.6(

)(

mA

A

NrrLA

m

m

ttitam

=

+=+=

ππ

2

i

663.62

)1441( )010592.0( )92.6( 2

)( 2

mA

A

NrLA

i

ttitai

=

==

ππ

Coeficiente global de transferencia de calor calculado (Uo cal)

++

++

=

i

calo

tct

m

calo

tw

tws

sc

alo

A

ARf

A

ALRf

U

c

1

1

1

αλα

++

++

=−

−−

62.663

71.795

40.870

1108

66.729

71.795

18

10108.2101

00.216

1

1

43

3

xx

x

U calo

Cmh

Kcal

Km

WU

oocalo ⋅⋅=

⋅= 22 42.106 82.123

- 109 -

Flujo de calor calculado(qcal)

CMTDAUq o calcalocal =

( )( )( )77.35 71.795 42.106=calq

h

Kcalqcal 53.3029208=

Relación del flujo de calor requerido y calculado

1≤cal

req

q

q

153.3029208

2890860 ≤

195.0 ≤

Determinación del área de transferencia de calor requerida (Ao req)

caloreq

calreqo A

q

qA

=

( ) 71.795 95.0 =reqoA

2 37.759 mA reqo =

Se observa que el área de transferencia de calor calculada es mayor que la requerida,

lo que nos indica que el intercambiador de calor para cumplir con los requerimientos

deberá trabajar al 95% de su capacidad.

- 110 -

3.2.3 Diseño hidráulico

3.2.3.1 Caída de presión en la coraza

Caída de presión del flujo cruzado entre los deflectores (∆pc)

( ) ( ) ( )lbbbic RRNpp 1 −∆=∆

( )( ) ( ) ( )533.0 667.0 112 392.0 −=∆ cp

2 01.0 36.1cm

KgKPapc ==∆

Caída de presión en todas las ventanas de los deflectores (∆pw)

( ) ( ) ls

wtcwbw R

mNNp 10

2 6.02 3

2

+=∆ −

ρ

( ) ( )[ ] ( )( ) ( ) ( )533.010

06.8452

15.228 52.9 6.02 12 3

2

+=∆ −

wp

2 01.0 36.1cm

KgKPapw ==∆

Caída de presión del fluido en los compartimentos del primero y el último (∆pe)

( ) sbtcc

tcwbie RR

N

Npp 1

+∆=∆

( ) ( )( )338.1667.0 37.34

52.91 392.0

+=∆ ep

2 01.0 45.0cm

KgKPape ==∆

Caída de presión total

ewcs pppp ∆+∆+∆=∆

- 111 -

45.036.136.1 ++=∆ sp

2 03.0 16.3cm

KgKPaps ==∆

3.2.3.2 Caída de presión en los tubos

gNHp tptrpt ρ=∆

( )( )( )( )81.9607.77379.0=∆ tp

2 37.0 97.35cm

KgKPapt ==∆

3.2.3.3 Evaluación del diseño hidráulico

03.01

≥∆≥∆ sallows pp

37.01

≥∆≥∆ tallowt pp

El diseño hidráulico del intercambiador de calor tipo AES es correcto, ya que se

observa que las caídas de presión admisibles tanto como para la coraza y los tubos

son mayores que los valores calculados.

3.3 Diseño del intercambiador de calor tipo AKT

3.3.1 Datos de entrada. Para poder realizar el diseño térmico e hidráulico del

intercambiador AKT necesitamos los requerimientos a los cuales va a funcionar.

Coraza

Tipo de fluido: Agua

Masa de fluido: 9940 Kg/h

Fracción de vapor: 95%

Temperatura de entrada: 115.0 ºC

Temperatura de salida: 164.9 ºC

Presión de entrada: 7.1 Kgf/cm2A

- 112 -

Tabla 36. Propiedades del fluido que circula por la coraza (AKT)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.949

Tabla 2

sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.904

Tabla 2

Cpi agua Calor específico del fluido en la entrada 1.012 Kcal/Kg °C Tabla 3

Cpo agua Calor específico del fluido en la salida 1.040 Kcal/Kg °C Tabla 3

λi agua Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.587 Kcal/h m °C Tabla 4

λo agua Conductividad térmica del fluido en la salida 0.585 Kcal/h m °C Tabla 4

µi agua Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 0.245 cP Tabla 5

µo agua Viscosidad dinámica del fluido en la salida 0.167 cP Tabla 5

Cpo vapor Calor específico del fluido en la salida 0.582 Kcal/Kg °C Tabla 3

λo vapor Conductividad térmica del fluido en la salida 0.028 Kcal/h m °C Tabla 4

µo vapor Viscosidad dinámica del fluido en la salida 0.020 cP Tabla 5

Tubos:

Tipo de fluido: MVGO oAPI: 17

Temperatura de entrada: 229.1 ºC

Temperatura de salida: 171.1 ºC

Caída de presión admisible: 1.2 Kgf/cm2

Presión de entrada: 10.5 Kgf/cm2A

Tabla 37. Propiedades del fluido que circula por los tubos (AKT)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.794

Figura 20

sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.833

Figura 20

Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.580 Kcal/Kg °C Figura 21

Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.537 Kcal/Kg °C Figura 21

λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.067 Kcal/h m °C Figura 22

λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.067 Kcal/h m °C Figura 22

µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 0.950 cP Figura 23

µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 1.990 cP Figura 23

- 113 -

3.3.2 Diseño térmico.

3.3.2.1 Cálculo del área supuesta.

Estimación del flujo de calor requerido (qreq)

( ) fgsvsisosslreq hMTTCpMq +−=

( )[ ]( ) ( ) ( )[ ]( )540 95.099400.1159.164 026.1 95.019940 +−−=reqq

h

Kcalqreq 5124658=

Cálculo de la masa del fluido que circula por los tubos (Mt)

( )totit

reqt TTCp

qM

−=

( )( )1.1711.229558.0

5124658

−=tM

h

KgM t 158291=

Cálculo de la diferencia de temperatura media logarítmica corregida (CMTD)

CTTT osotiA 2.1649.1641.229 =−=−=∆

CTTT osotoB 2.69.1641.171 =−=−=∆

∆∆

∆−∆=

A

B

AB

T

T

TTLMTD

ln

−=

2.642.6

ln

2.642.6LMTD

CLMTD o 81.24=

- 114 -

FLMTDCMTD .=

( ) ( )00.1 81.24=CMTD

CCMTD o 81.24=

Estimación del coeficiente global de transferencia de calor (Uo)

Tabla 38. Coeficientes de transferencia de calor y resistencias por ensuciamiento (AKT)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

αs Coeficiente de transferencia de calor en la coraza 1000 W/m2 °K Tabla 14c

αt Coeficiente de transferencia de calor en los tubos 900 W/m2 °K Tabla 14a

Rfs Resistencia por ensuciamiento en la coraza 0.0002 m2 °K/W Tabla 14c

Rft Resistencia por ensuciamiento en los tubos 0.0007 m2 °K/W Tabla 14a

++

++

=

i

o

tt

m

o

tw

tws

s

o

A

ARf

A

ALRf

U

1

1

1

αλα

++

++

=

−

−−

−

−−−

3

34

3

334

107.15

101.19

900

1107

104.17

101.19

18

10651.1102

1000

1

1

x

xx

x

xxx

U o

Cmh

Kcal

Km

WU

ooo ⋅⋅=

⋅= 22 18.236 78.274

Cálculo de área total de transferencia de calor supuesta (Ao’)

CMTDU

qA

o

reqo

=

( ) ( )81.24 18.236

5124658=oA

2 44.874 mAo =

- 115 -

Tabla 39. Factores de corrección F1, F2 y F3 (AKT)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

F1 Por diámetro de tubo y arreglo de tubos 1.31

Tabla 16

F2 Por el número de pasos en los tubos 1.06

Tabla 17

F3 Por tipo de coraza y tipo de arreglo en los tubos 1.15 Tabla 18

321 ' FFFAA oo =

)15.1)(06.1)(31.1)(44.874('=oA

2 1396.38 ' mAo =

Tabla 40. Combinaciones posibles entre Ds y Lta (AKT)

Diámetro interno de la coraza

Longitud efectiva de los tubos L ta/Ds

(Ds) m (Lta) m

1.22 10.9 8.93

1.38 8.7 6.30

1.52 7.1 4.67

1.68 6.1 3.63

La selección adecuada de la relación entre la longitud efectiva de los tubos y el

diámetro de la coraza se va a realizar tomando en cuenta el espacio físico con el que

se cuenta y la experiencia del diseñador.

mL

mD

ta

s

1.6

68.1

==

- 116 -

3.3.2.2 Criterios de diseño.

Tabla 41. Criterios de diseño (AKT)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

- Clase de servicio R

Tabla 6

Dt std Diámetro estandarizado de los tubos ¾" BWG 14 mm Tabla 15

θtp Arreglo de los tubos 90 ° Tabla 25

- Material de los tubos A-213

Tabla 12

- Material de la coraza Acero

calmado Tabla 13

Ltp Paso en la disposición de tubos 25.4 mm Tabla 24

Ntp Número de paso para los tubos 8

Tabla 26

Ntt Número total de tubos 2484

Ec. 40b

3.3.2.3 Cálculos preliminares.

Tabla 42. Cálculos preliminares (AKT)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

Ds Diámetro interno de la coraza 1680 mm Tabla 32

Dt Diámetro externo del tubo 19.05 mm Tabla 33

Ltw Espesor de la pared del tubo 2.108 mm Tabla 15

Dti Diámetro interno del tubo 14.834 mm Tabla 15

λtw Conductividad térmica de la pared del tubo 18 W/m °K Tabla 12

Ltp Paso en la disposición de tubos 25.4 mm Tabla 33

θtp Ángulo característico en la disposición de tubos 90 ° Tabla 33

Lto Longitud total de tubo 6456 mm Ec. 35

Lti Longitud de tubo en el deflector 6120 mm Ec. 33a

Lta Longitud efectiva de tubo 6120 mm Ec. 34a

Ntt Número total de tubos 2484 - Tabla 33

Ntp Número de pasos en los tubos 8 - Tabla 33

Nss Número de tiras de sellado 1 - Tabla 33

CB Tipo de haz de tubos PTFH código Teoría

- 117 -

Tabla 42. (Continuación)

Lbb Espacio interior de la coraza – haz de tubos 95 mm Figura 36

Tsi Temperatura interna del fluido en la coraza 115.0 °C

Datos de entrada

Tso Temperatura externa del fluido en la coraza 164.9 °C

Tti Temperatura interna del fluido en los tubos 229.1 °C

Tto Temperatura externa del fluido en los tubos 171.1 °C

Ms Velocidad másica del fluido en la coraza 2.76 Kg/s Dato de entrada

ρs Densidad del fluido en la coraza 926.48 Kg/m3 Tabla 28

λs Conductividad térmica del fluido en la coraza 0.681 W/m °K Tabla 28

Cps Calor específico del fluido en la coraza 4291.58 J/Kg °K Tabla 28

µs Viscosidad dinámica del fluido en la coraza 0.0002 Pa.s Tabla 28

Rfs Resistencia por ensuciamiento en la coraza 0.0002 m2 °K/W Tabla 30

Mt Velocidad másica del fluido en los tubos 43.97 Kg/s Dato de entrada

ρt Densidad del fluido en los tubos 813.49 Kg/m3 Tabla 29

λt Conductividad térmica del fluido en los tubos 0.078 W/m ºK Tabla 29

Cpt Calor específico del fluido en los tubos 2335.45 J/Kg ºK Tabla 29

µt Viscosidad dinámica del fluido en los tubos 0.0015 Pa.s Tabla 29

Rft Resistencia por ensuciamiento en los tubos 0.0007 m2 °K/W Tabla 30

αs Coeficiente de transferencia de calor en la coraza 1000 W/m2 °K Tabla 30

αt Coeficiente de transferencia de calor en los tubos 900 W/m2 °K Tabla 30

(∆pt)max Caída de presión permisible en los tubos 1.2 kPa Dato de entrada

3.3.2.4 Cálculos auxiliares.

Tabla 43. Cálculos auxiliares (AKT)

Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.

Nsp Número de pasos en la coraza 1

Teoría

Sm Área de flujo en la línea central 42303.75 mm2 Ec. 45

Dctl Diámetro exterior de la última fila de tubos 1585 mm Ec. 46

Dotl Diámetro primitivo de la última fila de tubos 1565 mm Ec. 47

Ts,av Temperatura promedio del fluido en la coraza 139.95 oC Ec. 48

- 118 -

Tabla 43. (Continuación)

Tt,av Temperatura promedio del fluido en los tubos 200.10 oC Ec. 49

Res Número de Reynolds del fluido en la coraza 6030.57

Ec. 50

Ret Número de Reynolds del fluido en los tubos 10877.27

Ec. 51

ms Velocidad másica del fluido en la coraza 65.27 Kg/s m2 Ec. 52

mt Velocidad másica del fluido por cada tubo 0.142 Kg/s Ec. 53

vs Velocidad del fluido que circula por la coraza 0.04 m/s Ec. 54a

vt Velocidad del fluido que circula por los tubo 1.33 m/s Ec. 54b

Prs Número de Prandtl del fluido en la coraza 1.30

Ec. 55

Prt Número de Prandtl del fluido en los tubos 44.13

Ec. 56

Ntcc Número de filas de tubos en una sección de flujo 66.14

Ec. 64

Ntcw Número de filas de tubos en una ventana 51.10

Ec. 65

Sb Área de bypass dentro de un deflector 570 mm2 Ec. 67

Fsbp Fracción del área de bypass para el área de flujo 0.01

Ec. 68

Lpl Expresa el efecto bypass de partición 0 mm Cte

Jc Factor de corrección (transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial 1.000

Ec. 71

Jl Factor de corrección (transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector 1.000

Ec. 72

Jb Factor de corrección (transferencia de calor) de transferencia de calor por efecto del bypass 0.988

Ec. 73

Jr Factor de corrección (transferencia de calor) para flujo laminar 1.000

Ec. 74

Js Factor de corrección (transferencia de calor) por espacios desiguales en la entrada y/o salida 1.000

Ec. 75

rss Parámetro de correlación: número de tiras de sellado – número de filas de tubos en una sección 0.015

Ec. 78

Cbh Constante del tipo de flujo (transferencia de calor) 1.25

Cte

Cbp Constante del tipo de flujo (caída de presión) 3.7

Cte

αi Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal 949.70 W/m2 °K Ec. 86

ji Factor de corrección (transferencia de calor) para un banco de tubos ideal 0.010

Ec. 87

(Φs)r Parámetro de correlación: viscosidades dinámicas 0.406

Ec. 88

µs,w Viscosidad dinámica a temperatura de la pared 0.130 Pa.s Ec. 89

Tw Temperatura de la pared del tubo 108.29 oC Ec. 90

a Coeficiente de correlación 0.263

Ec. 91

b Coeficiente de correlación 1.324

Ec. 92

- 119 -

Tabla 43. (Continuación)

αsc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido 938.75 W/m2 °K Ec. 95

αtc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos corregido 966.83 W/m2 °K Ec. 96

Nut Número de Nusselt del fluido en los tubos 184.31

Ec. 97

ft Factor de rozamiento: fluido - pared del tubo 0.031

Ec. 98

Hrp Perdidas primarias por longitud de tubo 1.221 m Ec. 113

3.3.2.5 Evaluación del diseño térmico.

Áreas de transferencia de calor

2

al

909.80

)2484)(46.6)(01905.0(

mA

A

NLDA

calo

co

tttotcalo

=

==

ππ

2

0

809.12

)2484)(00874.00095.0)(12.6(

)(

mA

A

NrrLA

m

m

ttitam

=

+=+=

ππ

2

i

708.43

)2484( )00874.0( )12.6( 2

)( 2

mA

A

NrLA

i

ttitai

=

==

ππ

Coeficiente global de transferencia de calor calculado (Uo cal)

++

++

=

i

calo

tct

m

calo

tw

tws

sc

alo

A

ARf

A

ALRf

U

c

1

1

1

αλα

++

++

=−

−−

43.708

8.908

83.966

1107

12.809

80.908

18

10651.1102

75.938

1

1

43

4

xx

x

U calo

Cmh

Kcal

Km

WU

oocalo ⋅⋅=

⋅= 22 77.238 33.277

- 120 -

Flujo de calor calculado (qcal)

CMTDAUq ocalocal cal =

( ) ( ) ( )81.24 80.909 37.238=calq

h

Kcalqcal 5381295.76=

Relación del flujo de calor requerido y calculado

1≤cal

req

q

q

176.5381295

5124658 ≤

195.0 ≤

Determinación del área de transferencia de calor requerida (Ao req)

caloreq

calreqo A

q

qA

=

( ) 80.909 95.0 req =oA

2req 41.866 mAo =

Se observa que el área de transferencia de calor calculada es mayor que la requerida,

lo que nos indica que el intercambiador de calor para cumplir con los requerimientos

deberá trabajar al 95% de su capacidad.

3.3.3 Diseño hidráulico.

3.3.3.1 Caída de presión en la coraza. La caída de presión en la coraza no es

aplicable para el intercambiador de calor tipo AKT.

- 121 -

3.3.3.2 Caída de presión en los tubos.

gNHp tptrpt ρ=∆

( )( )( )( )81.9849.813221.1=∆ tp

2 79.0 95.77cm

KgKPapt ==∆

3.3.3.3 Evaluación del diseño hidráulico

79.02.1

≥∆≥∆ tallowt pp

El diseño hidráulico del intercambiador de calor tipo AKT es correcto, ya que se

observa que la caída de presión admisibleen los tubos es mayor que el valor

calculado.

- 122 -

CAPÍLULO IV

4. COMPARACIÓN DE RESULTADOS

En este capítulo se compararán los resultados obtenidos durante el desarrollo de la

tesis, con los obtenidos con el programa HTRI, y así demostrar la veracidad de los

cálculos y resultados.

4.1 Resultados del intercambiador de calor AES

4.1.1 Data sheet (HTRI).Esta hoja de resultados proviene del programa HTRI.

- 123 -

Figura 42. Data sheet HTRI (AES)

Fuente: Programa HTRI

4.1.2 Data sheet (Programa Excel). Esta hoja de resultados proviene del programa

Excel, el cual fue desarrollado en el trascurso de la tesis propuesta.

- 124 -

Figura 43. Data sheet del programa en Excel según TEMA (AES)

Fuente: Programa en Excel “Intercambiador de Calor”

4.1.3 Comparación de los data sheet. En la tabla siguiente vamos a comparar los

aspectos más importantes que existen en los data sheet y obtener los errores

relativos, con el objetivo de verificar si dichos valores son admisibles.

- 125 -

Tabla 44. Comparación de resultados (AES)

Ítem Símbolo Descripción Valor HTRI

Valor Excel Unidad Error

relativo

1 qreq Flujo de calor requerido 2889437 2890860 Kcal/h 0.05 %

2 Mt Masa del flujo que circula por los tubos 223600 223578 Kg/h -0.01 %

3 CMTD Diferencia de temperatura media logarítmica 35.2 35.7 °C 1.42 %

4 Uo cal Coeficiente global de transferencia de calor 106.87 106.43 Kcal/hm2°C -0.41 %

5 Ao cal Área de transferencia de calor calculada 790.37 795.71 m2 0.68 %

6 Nsp Número de pasos en la coraza 1 1

0.00 %

7 Ntp Número de pasos en los tubos 6 6

0.00 %

8 Ds Diámetro interno de la coraza 1390 1380 mm -0.72 %

9 Dt Diámetro externo del tubo 25.4 25.4 mm 0.00 %

10 Lta Longitud efectiva de tubo 7000 6920 mm -1.14 %

11 Ntt Número total de tubos 1415 1441

1.84 %

12 Nb Número de deflectores 12 12

0.00 %

13 Bc Corte del deflector como porcentaje de Ds 21.4 22.0 % 2.80 %

14 Lbc Espaciamiento central de deflectores 495 486 mm -1.82 %

Figura 44. Errores relativos: HTRI vs. Programa Excel (AES)

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Err

or r

elat

ivo

Número de ítem

HTRI

Programa Excel

- 126 -

Tanto en la Tabla 44 como en la Figura 44, se realiza una comparación entre las

principales variables del diseño del intercambiador de calor AES, y se calculan los

respectivos errores relativos existentes entre los programas de diseño. Se observa que

los error relativos son producidos a causa de que cada programa cuenta con cristerios

de diseño diferentes, los mismos que se encuentran dentro de un rango aceptable.

A continuación se realiza una comparación de las propiedades físicas de los fluidos

que intervienen en el proceso del intercambiador, tanto para la coraza como para los

tubos.

Tabla 45. Comparación de las propiedades físicas de los fluidos (AES)

Ítem Símbolo Descripción Valor HTRI

Valor Excel Unidad Error

relativo

Fluido que circula por la coraza

1 sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.830 0.832

0.19 %

2 sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.860 0.858

-0.28 %

3 Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.580 0.576 Kcal/Kg°C -0.69 %

4 Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.550 0.549 Kcal/Kg°C -0.18 %

5 λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.064 0.064 Kcal/hm°C 0.00 %

6 λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.065 0.065 Kcal/hm°C 0.00 %

7 µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 2.080 2.077 cP -0.14 %

8 µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 3.130 3.127 cP -0.10 %

Fluido que circula por los tubos

9 sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.780 0.780

-0.05 %

10 sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.770 0.766

-0.56 %

11 Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.560 0.558 Kcal/Kg°C -0.36 %

12 Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.580 0.576 Kcal/Kg°C -0.69 %

13 λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.069 0.069 Kcal/hm°C 0.00 %

14 λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.069 0.069 Kcal/hm°C 0.00 %

15 µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 1.580 1.580 cP 0.00 %

16 µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 1.280 1.284 cP 0.31 %

Figura 45. Comparación de propiedades físicas: HTRI vs. Programa Excel (AES)

- 127 -

De igual forma, existen variables que simplemente se deben comprobar si se

encuentran dentro del rango admisible.

Tabla 46. Comprobación de valores admisibles (AES)

Símbolo Descripción Valor HTRI

Valor Excel

Valor admisible Unidad

vs Velocidad del fluido que circula por la coraza 0.17 0.195 1 - 2 m/s

vt Velocidad del fluido que circula por los tubos 0.96 1.249 1 - 2 m/s

∆ps Caída de presión total del fluido en la coraza 0.07 0.032 1 Kgf/cm2

∆pt Caída de presión del fluido en los tubos 0.342 0.367 1 Kgf/cm2

Después de varias comparaciones en diferentes puntos del desarrollo del diseño del

intercambiador de calor AES, podemos decir que las diferencias existentes entre los

dos programas se deben a las características que cada uno posee, además de los

respectivos criterios de diseño que se emplean.

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16

Err

or r

elat

ivo

Número de ítem

HTRI

Programa Excel

- 128 -

4.2 Resultados del intercambiador de calor AKT.

4.2.1 Data sheet (HTRI). Esta hoja de resultados proviene del programa HTRI.

Figura 46. Data sheet HTRI (AKT)

Fuente: Programa HTRI

- 129 -

4.2.2 Data sheet (Programa Excel). Esta hoja de resultados proviene del programa

Excel, el cual fue desarrollado en el trascurso de la tesis propuesta.

Figura 47. Data sheet del programa en Excel según TEMA (AKT)

Fuente: Programa en Excel “Intercambiador de Calor”

4.2.3 Comparación de los data sheet. En la tabla siguiente vamos a comparar los

aspectos más importantes que existen en los data sheet y obtener los errores

relativos, con el objetivo de verificar si dichos valores son admisibles.

- 130 -

Tabla 47. Comparación de resultados (AKT)

Ítem Símbolo Descripción Valor HTRI

Valor Excel Unidad Error

relativo

1 qreq Flujo de calor requerido 5130564 5124658 Kcal/h -0.12 %

2 Mt Masa del flujo que circula por los tubos 158496 158291 Kg/h -0.13 %

3 Msv Masa del flujo que circula por los tubos 497 497 Kg/h 0.00 %

4 CMTD Diferencia de temperatura media logarítmica 25.5 24.8 °C -2.75 %

5 Uo cal Coeficiente global de transferencia de calor 229.99 238.28 Kcal/hm2°C 3.60 %

6 Ao cal Área de transferencia de calor calculada 890.74 909.80 m2 2.14 %

7 Nsp Número de pasos en la coraza 1 1

0.00 %

8 Ntp Número de pasos en los tubos 8 8

0.00 %

9 Ds Diámetro interno de la coraza 1650 1680 mm 1.82 %

10 Dt Diámetro externo del tubo 19.05 19.05 mm 0.00 %

11 Lta Longitud efectiva de tubo 6100 6100 mm 0.00 %

12 Ntt Número total de tubos 2440 2484 1.80 %

Figura 48. Errores relativos: HTRI vs. Programa Excel (AKT)

Tanto en la Tabla 47 como en la Figura 48, se realiza una comparación entre las

principales variables del diseño del intercambiador de calor AKT, y se calculan los

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Err

or r

elat

ivo

Número de ítem

HTRI

Programa Excel

- 131 -

respectivos errores relativos existentes entre los programas de diseño. Se observa que

los error relativos son producidos a causa de que cada programa cuenta con cristerios

de diseño diferentes, los mismos que se encuentran dentro de un rango aceptable.

A continuación se realiza una comparación de las propiedades físicas de los fluidos

que intervienen en el proceso del intercambiador, tanto para la coraza como para los

tubos.

Tabla 48. Comparación de las propiedades físicas de los fluidos (AKT)

Ítem Símbolo Descripción Valor HTRI

Valor Excel Unidad Error

relativo

Fluido que circula por la coraza

1 sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.949 0.949

0.02 %

2 sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.907 0.904

-0.29 %

3 Cpi Calor específico del fluido en la entrada 1.007 1.012 Kcal/Kg °C 0.52 %

4 Cplo Calor específico del fluido liquido en la salida 1.035 1.040 Kcal/Kg °C 0.48 %

5 Cpvo Calor específico del fluido vapor en la salida 0.585 0.580 Kcal/Kg °C -0.79 %

6 λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.570 0.587 Kcal/h m °C 2.89 %

7 λlo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.574 0.590 Kcal/h m °C 2.79 %

8 λvo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.026 0.027 Kcal/h m °C 2.27 %

9 µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 0.242 0.245 cP 1.11 %

10 µlo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 0.164 0.166 cP 1.10 %

11 µvo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 0.015 0.015 cP 1.36 %

Fluido que circula por los tubos

12 sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.790 0.794 0.46 %

13 sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.830 0.833 0.31 %

14 Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.580 0.580 Kcal/Kg °C 0.00 %

15 Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.540 0.537 Kcal/Kg °C -0.56 %

16 λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.067 0.067 Kcal/h m °C 0.00 %

17 λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.067 0.067 Kcal/h m °C 0.00 %

18 µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 0.950 0.950 cP 0.00 %

19 µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 1.990 1.990 cP 0.00 %

- 132 -

Figura 49. Comparación de propiedades físicas: HTRI vs. Programa Excel (AKT)

De igual forma, existen variables que simplemente se deben comprobar si se

encuentran dentro del rango admisible.

Tabla 49. Comprobación de valores admisibles (AKT)

Símbolo Descripción Valor HTRI

Valor Excel

Valor admisible Unidad

vs Velocidad del fluido que circula por la coraza 0.10 0.04 1 - 2 m/s

vt Velocidad del fluido que circula por los tubos 1.01 1.33 1 - 2 m/s

∆pt Caída de presión del fluido en los tubos 0.70 0.79 1 Kgf/cm2

Después de varias comparaciones en diferentes puntos del desarrollo del diseño del

intercambiador de calor AKT, podemos decir que las diferencias existentes entre los

dos programas se deben a las características que cada uno posee, además de los

respectivos criterios de diseño que se emplean.

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19

Err

or r

elat

ivo

Número de ítem

HTRI

Programa Excel

- 133 -

CAPÍTULO V

5. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

5.1 Conclusiones

Se analizó el marco teórico de los intercambiadores de calor de coraza y tubos

conforme con las normas TEMA y ASME, identificando los diversos tipos

existentes, siendo los más comunes los tipos AES y AKT.

Al analizar el marco teórico se determinaron las ecuaciones y el procedimiento

apropiado para el diseño térmico e hidráulico del Intercambiador de calor de

coraza y tubos, con el fin de construir un equipo que nos brinde resultados

satisfactorios.

Se identificó que para el proceso CRUDE/REDUCED CRUDE es necesario

emplear un intercambiador de calor tipo AES, debido a que es el más común, tiene

la coraza de un solo paso, permite la expansión térmica de los tubos respecto a la

coraza y es fácil el desmontaje y limpieza interna de los tubos.

Se comparó los parámetros térmicos más importantes del diseñodel

intercambiador de calor tipo AES, entre el software HTRI y el programa

desarrollado en Excel, resultando un flujo de calor requerido de 2889437 Kcal/h

(HTRI), 2890860 Kcal/h (Excel); una diferencia de temperatura media logarítmica

corregida de 35.2 °C (HTRI), 35.7 °C (Excel); un co eficiente global de transferencia

de calor en servicio de 106.87 Kcal/hm2°C (HTRI), 106.43 Kcal/hm 2°C (Excel); y un

área de transferencia de calor de 790.37 m2 (HTRI), 795.71 m2 (Excel). Con los

cuales se verificó el correcto funcionamiento del programa desarrollado en Excel.

Se comparó los parámetros hidráulicos más importantes del diseño del

intercambiador de calor tipo AES, entre el software HTRI y el programa

desarrollado en Excel, resultando una caída de presión del fluido en la coraza de

0.07 Kgf/cm2 (HTRI), 0.032 Kgf/cm2 (Excel); y una caída de presión del fluido en

los tubos de 0.342 Kgf/cm2 (HTRI), 0.367 Kgf/cm2 (Excel). Aunque existe una

diferencia en la caída de presión del fluido en la coraza debido a que el software

- 134 -

HTRI realiza un análisis más detallado para cada punto, todas las caídas de

presión son menores a los admisibles.

Se identificó que el dimensionamiento de los deflectores para el intercambiador de

calor tipo AES influye notablemente tanto en el diseño térmico como hidráulico.

Se identificó que para el proceso MVGO/BOILER FEED WATER es necesario

emplear un intercambiador de calor tipo AKT, debido a que se requiere generar

vapor y mantener una parte líquida del fluido de alimentación dejando un espacio

encima del nivel de líquido para que el vapor producido pueda viajar a una

velocidad suficientemente baja, es fácil el desmontaje y limpieza interna de los

tubos, permite la expansión térmica de los tubos respecto a la coraza y un manejo

de presiones altas.

Se comparó los parámetros térmicos más importantes del diseño del

intercambiador de calor tipo AKT, entre el software HTRI y el programa

desarrollado en Excel, resultando un flujo de calor requerido de 5130564 Kcal/h

(HTRI), 5124658 Kcal/h (Excel); una diferencia de temperatura media logarítmica

corregida de 25.5 °C (HTRI), 24.8 °C (Excel); un co eficiente global de transferencia

de calor en servicio de 229.99 Kcal/hm2°C (HTRI), 238.28 Kcal/hm 2°C (Excel); y un

área de transferencia de calor de 890.74 m2 (HTRI), 909.80 m2 (Excel). Con los

cuales se verificó el correcto funcionamiento del programa desarrollado en Excel.

Se comparó el parámetro hidráulico más importante del diseño del intercambiador

de calor tipo AKT, entre el software HTRI y el programa desarrollado en Excel,

resultando una caída de presión del fluido en los tubos de 0.70 Kgf/cm2 (HTRI),

0.79 Kgf/cm2 (Excel). La caída de presión en la coraza es mínima por lo que se la

desprecia, la caída de presión en los tubos es menor a la admisible.

Se determinó que en el intercambiador de calor tipo AKT no se requiere forzar el

flujo debido a que se genera vapor en la coraza y éste se expande fácilmente, por

lo tanto el uso de deflectores es innecesario.

Se estimó los valores de los coeficientes de transferencia de calor y las

resistencias de ensuciamiento en la coraza y tubos para un cálculo aproximado del

diseño térmico, para lo cual Hewitt proporciona una tabla donde sugiere valores

para distintos fluidos en función del proceso y viscosidad. En la refinación del

- 135 -

diseño térmico se obtuvieron los valores reales de los coeficientes de transferencia

de calor de la coraza y de los tubos, los cuales se encuentran dentro del rango

sugerido por Hewitt.

Se observó que los parámetros más influyentes en la caída de presión del fluido en

los tubos son el diámetro de los tubos y su número de pasos.

Se determinó que el diseño hidráulico es importante ya que este limita al diseño

térmico, y a un correcto desarrollo del intercambiador de calor de coraza y tubos.

Se realizó una base de datos para el cálculo de las propiedades físicas de fluidos

derivados del petróleo, agua y vapor de agua, los cuales son los más empleados

en la industria petrolera.

Se comparó los resultados del Data Sheet obtenido con el programa Excel con el

Data Sheet proporcionado por el software HTRI, dando como resultado errores

relativos que se encuentran dentro de un rango admisible.

Se determinó que la eficiencia recomendada para un correcto diseño térmico debe

encontrarse en un rango del 93% al 98%, si el diseño sobrepasa el 100% indica

que no se cumple con los requerimientos mínimos, mientras que si este valor es

menor al 93% el equipo se encuentra sobredimensionado.

5.2 Recomendaciones

Tener un conocimiento previo del funcionamiento de los intercambiadores de calor

y de lasnormas TEMA y ASME, antes de realizar el proceso de cálculo.

Es necesario ingresar todos los datos indispensables para el diseño, tanto en el

programa de Excel como en el software HTRI, antes de ejecutar el proceso de

cálculo.

Para un correcto uso del programa en Excel, se debe leer previamente el “Manual

de operación del usuario”.

- 136 -

La base de datos de los fluidos empleados en el programa de Excel es limitada,

por lo que se recomienda que en base a necesidades futuras ésta sea ampliada.

El fluido caliente debe circular por el lado de los tubos y el fluido frio por el lado de

la coraza, únicamente si los factores de obstrucción y caídas de presión lo

permiten.

Para el cálculo de las propiedades físicas de los fluidos derivados del petróleo, se

emplea tablas en base a la temperatura y GAPI, tomando en cuenta que ninguna

substancia de la naturaleza se encuentra en estado puro, se podría adicionar otro

método de cálculo en base a la composición molar de cada substancia.

El dimensionamiento del intercambiador de calor podría variar de acuerdo a las

necesidades del diseño mecánico, variando así la eficiencia térmica previamente

calculada.

Existen parámetros que pueden limitar el diseño del intercambiador de calor tales

como, disponibilidad de materiales, área física disponible, proceso que se va

realizar, los demás criterios dependerán de la experiencia del diseñador.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

[1] KERN, D. Q. Procesos de Transferencia de calor. 3ra.ed. México: Continental,

1999.

[2] RAMESH K. SHAH, WILEY JOHN &&&& SONS, INC. Fundamentals of Heat

Exchanger Design.

[3] HAMILTON SOTERO. Introducción a la Termodinámica, Venezuela:

Universidad Nacional Experimental Politécnica “Antonio José de Sucre”

[4] HOLMAN, J. P. Transferencia de Calor. 10ma.Ed. México: Continental, 1999.

[5] WELTY, J. Transferencia de calor Aplicada a la Ingeniería. México: Limusa,

1978.

[6] GONZALES MENDIZABAL D. Guía de Intercambiadores de Calor. Tipos

generalidades y aplicaciones, Sartenejas: Universidad Simón Bolívar,

2002.

[7] VALENZUELA, M. R. Apuntes de Transferencia de Calor. Riobamba: ESPOCH,

2003.

[12] STREETER, V. Mecánica de fluidos. 9ª Edición.Editorial Mc Graw-Hill.

[13] KEITH ESCOE.Mechanical Design of Process Systems.Volume 2. Estados

Unidos: Houston Texas, 1986

[14] VALIENTE, A. Problemas de flujo de Fluidos. Segunda edición. México:

Limusa, 1998.

[15] HEWITT, G.F. Heat Exchanger Design Handbook. Part 2. Fluid Mechanics and

Heat Transfer.USA: 1998.

BIBLIOGRAFÍA

ALFA LAVAL. Catálogo de productos de equipos sanitarios, 2007.

APV CORPORATE HEAD QUARTERS. Heat Transfer Handbook.Cuarta edición.

ASME BOILER & PRESSURE WESSEL CODE. 1995 Edition.

DONALD, K. Procesos de Transferencia de Calor. Octava edición. México: Editorial

Continental, 1974.

HAMROCK, B. y JACOBSON, O. Elementos de Máquinas. México: Mc Graw Hill,

2000.

HEWITT, G.Heat Exchanger Design Handbook.Begell house inc, 1988.

HOLMAN, J. Transferencia de Calor. C.E.C.S.A. 1980.

INCROPERA, F. P. y DE WITT, P. D.Fundamentos de Transferencia de Calor. Cuarta

edición. México: Pearson Educación, 1999.

KEITH ESCOE A. Mechanical Design of Process Systems.Volume 2. Estados Unidos:

Houston Texas, 1986

KREITH, F. y BLACK, W. La Transmisión de Calor Principios Fundamentales.

Alhambra University.

SHIGLEY, J. y MISCHKE, C. Diseño en Ingeniería Mecánica. Sexta edición. México:

Mc Graw Hill, 2002.

STREETER, V. Mecánica de fluidos. Novena edición. Editorial Mc Graw-Hill.

VALENZUELA, Ramiro. Apuntes de Transferencia de Calor. Escuela Superior

Politécnica de Chimborazo, Facultad de Mecánica. Editorial

Docucentro, 1999.

VALIENTE, A. Problemas de flujo de Fluidos. Segunda edición. México: Limusa,

1998.

YUNUS A. Cengel. Transferencia de Calor, Segunda Edición, México: D.F. 2004.

LINKOGRAFÍA

REFINERÍA TALARA – PERÚ

http://www.petroperu.com.pe/pmrt/main.php

2012 - 01 - 10

DESTILACIÓN DEL PETRÓLEO

http://es.wikipedia.org/wiki/Destilaci%C3%B3n

2012 - 01 - 13

CAMBIO DE ESTADO EN LOS FLUIDOS

http://es.wikipedia.org/wiki/Cambio_de_estado

2012 - 02 - 05

PETRÓLEO

http://es.wikipedia.org/wiki/Petr%C3%B3leo