Simulación, montaje y puesta en marcha de un intercambiador de calor tipo coraza y tubos de cabezales flotantes con configuración de haces de tubos variable para fines educativos

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(1)SIMULACIÓN, MONTAJE Y PUESTA EN MARCHA DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR TIPO CORAZA Y TUBOS DE CABEZALES FLOTANTES CON CONFIGURACIÓN DE HACES DE TUBOS VARIABLE PARA FINES EDUCATIVOS. MAURICIO RAMIREZ NIVIA. UNIVERSIDAD DE LOS ANDES FACULTAD DE INGENIERÍA DEPARTAMENTO DE INGENIERIA QUÍMICA BOGOTA D.C. 2004.

(2) IQ-2003-2-18. SIMULACIÓN, MONTAJE Y PUESTA EN MARCHA DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR TIPO CORAZA Y TUBOS DE CABEZALES FLOTANTES CON CONFIGURACIÓN DE HACES DE TUBOS VARIABLE PARA FINES EDUCATIVOS. MAURICIO RAMIREZ NIVIA. PROYECTO DIRIGIDO Presentado como requisito parcial para optar el título de INGENIERO QUÍMICO. ASESOR EDGAR MAURICIO VARGAS. UNIVERSIDAD DE LOS ANDES FACULTAD DE INGENIERÍA DEPARTAMENTO DE INGENIERIA QUÍMICA BOGOTA D.C. 2004. II.

(3) IQ-2003-2-18. Nota de aceptación. _________________________________ _________________________________ _________________________________. ___________________________________ Asesor. _______________________________ Jurado. ________________________________ Jurado. Bogotá D.C., 15 de Enero del 2004. III.

(4) IQ-2003-2-18. Dedico este proyecto de grado a la memoria de mi padre.. IV.

(5) IQ-2003-2-18. AGRADECIMIENTOS. Quiero expresar mis más sinceros agradecimientos a las siguientes personas que colaboraron para el desarrollo y culminación de este proyecto de grado:. A mi mamá, por darme un amor y un apoyo incondicional a lo largo de toda mi vida.. Al profesor Edgar Mauricio Vargas, Coordinador del departamento de Ingeniería Química, por su valiosa ayuda, motivación, enseñanzas, pero sobre todo por dirigir mi proyecto de grado.. Al ingeniero Rafael Valenzuela, por su interés y colaboración durante la etapa del montaje y puesta en marcha de este proyecto.. A mis hermanos, por la ayuda que siempre me han brindado.. V.

(6) IQ-2003-2-18. CONTENIDO. INTRODUCCIÓN..................................................................................................................1 1. 2. 3. OBJETIVOS .............................................................................................................. 3 1.1. GENERAL .......................................................................................................... 3. 1.2. ESPECIFICOS ................................................................................................... 3. MARCO TEORICO .................................................................................................... 5 2.1. TEMPERATURA CALÓRICA O TEMPERATURA PROMEDIO.......................... 5. 2.2. TEMPERATURA DE LA PARED DEL TUBO ..................................................... 7. 2.3. METODO DE BELL-DELAWARE ....................................................................... 8. 2.3.1. Coeficiente de transferencia de calor del lado de la coraza. ........................... 9. 2.3.2. Caída de presión del lado de la coraza......................................................... 11. METODOLOGIA ...................................................................................................... 13 3.1. SIMULACIÓN DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR ....................................... 13. 3.1.1. Simulación por el método de Kern. ............................................................... 14. 3.1.2. Simulación por el método de Bell-Delaware y . ............................................. 26. 3.2. MONTAJE DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR ............................................ 32. 3.3. PUESTA EN MARCHA DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR ......................... 34. 4. COSTOS DEL SISTEMA DE TRANSFERENCIA DE CALOR................................. 38. 5. RESULTADOS ........................................................................................................ 39. VI.

(7) IQ-2003-2-18. 6. 5.1. RESULTADOS OBTENIDOS A PARTIR DE LA EXPERIMENTACIÓN............ 39. 5.2. RESULTADOS OBTENIDOS A PARTIR DE LA SIMULACIÓN. ....................... 41. 5.2.1. METODO DE KERN ..................................................................................... 41. 5.2.2. METODO DE BELL-DELAWARE ................................................................. 44. ANALISIS DE LOS RESULTADOS......................................................................... 48 6.1. ANALISIS DE LOS RESULTADOS EXPERIMENTALES ................................. 48. 6.1.1. Calor Transferido.......................................................................................... 48. 6.1.2. Caída de Presión.......................................................................................... 56. 6.2. COMPARACIÓN DE LOS DATOS EXPERIMENTALES CON LOS TEÓRICOS. (SIMULACIÓN). ........................................................................................................... 61 6.2.1. Temperaturas. .............................................................................................. 61. 6.2.2. Caída de presión .......................................................................................... 65. 7. CONCLUSIONES .................................................................................................... 69. 8. BIBLIOGRAFIA ....................................................................................................... 72. VII.

(8) IQ-2003-2-18. LISTA DE FIGURAS. Figura 1. Instalación del Intercambiador de calor en el laboratorio................................... 33 Figura 2. Instalación Eléctrica para el calentador y Tanque de calentamiento ................. 33 Figura 3. Instalación de la electrónica.............................................................................. 34 Figura 4. Modelo de experimentación simple .................................................................. 36 Figura 5. Calor transferido por los diferentes haces de tubos para la primera condición de flujo .......................................................................................................................... 53 Figura 6. Calor transferido por los diferentes haces de tubos para la segunda condición de flujo .......................................................................................................................... 53 Figura 7. Calor transferido por los diferentes haces de tubos para la tercera condición de flujo .......................................................................................................................... 54 Figura 8. Calor transferido por los diferentes haces de tubos para la cuarta condición de flujo .......................................................................................................................... 54 Figura 9. Caída de presión en la coraza a condiciones de caudal mínimo ....................... 57 Figura 10. Caída de presión en la coraza a condiciones de caudal máximo .................... 57 Figura 11. Caída de presión en los tubos a condiciones de caudal mínimo ..................... 59 Figura 12. Caída de presión en los tubos a condiciones de caudal máximo .................... 60. VIII.

(9) IQ-2003-2-18. LISTA DE TABLAS. Tabla 1. Caudales utilizados en las pruebas................................................................... 37 Tabla 2. Costos del proyecto ........................................................................................... 38 Tabla 3. Datos experimentales Arreglo No1 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos).................................................................................................. 39 Tabla 4. Datos experimentales Arreglo No2 (Arreglo cuadrado, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos)............................................................................................ 39 Tabla 5. Datos experimentales Arreglo No3 (Arreglo triangular, 4 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos).................................................................................................. 40 Tabla 6. Datos experimentales Arreglo No4 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 4 pasos por los tubos, 56 tubos).................................................................................................. 40 Tabla 7. Datos experimentales Arreglo No5 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 44 tubos).................................................................................................. 41 Tabla 8. Resultados Método de Kern Arreglo No1 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) ................................................................................. 41 Tabla 9. Resultados Método de Kern Arreglo No2 (Arreglo cuadrado , 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) ................................................................................. 42 Tabla 10. Resultados Método de Kern Arreglo No3 (Arreglo triangular, 4 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) ................................................................................. 42 Tabla 11. Resultados Método de Kern Arreglo No4 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 4 pasos por los tubos, 56 tubos) ................................................................................. 43. IX.

(10) IQ-2003-2-18. Tabla 12. Resultados Método de Kern Arreglo No5 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 44 tubos) ................................................................................. 43 Tabla 13. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No1 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) ........................................................... 44 Tabla 14. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No2 (Arreglo cuadrado , 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) ........................................................... 44 Tabla 15. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No3 (Arreglo triangular, 4 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) ........................................................... 45 Tabla 16. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No4 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 4 pasos por los tubos, 56 tubos) ........................................................... 45 Tabla 17. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No5 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 44 tubos) ........................................................... 46 Tabla 18. Diferencias de temperatura del agua fría para cada una de las configuraciones ................................................................................................................................. 49 Tabla 19. Cantidad de calor que recibe el agua fría para cada una de las configuraciones ................................................................................................................................. 51 Tabla 20. Desviaciones de temperatura correspondientes al Arreglo No1 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos)...................................... 62 Tabla 21. Desviaciones de temperatura correspondientes al Arreglo No2 (Arreglo cuadrado , 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos)..................................... 62 Tabla 22. Desviaciones de temperatura correspondientes al arreglo No3 ( Arreglo triangular, 4 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos)........................................ 62. X.

(11) IQ-2003-2-18. Tabla 23. Desviaciones de temperatura correspondientes al arreglo No4 ( Arreglo triangular, 12 deflectores, 4 pasos por los tubos, 56 tubos)...................................... 63 Tabla 24. Desviaciones de temperatura correspondientes al arreglo No5 ( Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 44 tubos)...................................... 63 Tabla 25. Desviaciones de caída de presión correspondientes al Arreglo No1 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos)...................................... 65 Tabla 26. Desviaciones de caída de presión correspondientes al Arreglo No2 (Arreglo cuadrado , 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos)..................................... 66 Tabla 27. Desviaciones de caída de presión correspondientes al arreglo No3 ( Arreglo triangular, 4 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos)........................................ 66 Tabla 28. Desviaciones de caída de presión correspondientes al arreglo No4 ( Arreglo triangular, 12 deflectores, 4 pasos por los tubos, 56 tubos)...................................... 67 Tabla 29. . Desviaciones de caída de presión correspondientes al arreglo No5 ( Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 44 tubos)...................................... 67. XI.

(12) IQ-2003-2-18. LISTA DE ANEXOS. Anexo A. Manual del programa de simulación. ................................................................ 74 Anexo B. Manual del usuario del intercambiador de calor tipo coraza y tubos de la Universidad de los Andes......................................................................................... 79 Anexo C. Manual del constructor del intercambiador de calor tipo coraza y tubos de la Universidad de los Andes....................................................................................... 104 Anexo D. Hoja de seguridad del equipo. ........................................................................ 120 Anexo E. Manual de los Sensores de flujo .................................................................... 122 Anexo F. Manual del sensor diferencial de presión. ....................................................... 137 Anexo G. Especificaciones de la bomba. ....................................................................... 151. XII.

(13) IQ-2003-2-18. INTRODUCCIÓN. Debido a que el programa de Ingeniería Química de la Universidad de los Andes es relativamente nuevo, hacen falta más equipos en el laboratorio de ingeniería química. Es por esto, que las practicas experimentales de los estudiantes se vean restringidas a solo unas pocas actividades. Esta falta de equipos también hace que los estudiantes no estén bien familiarizados con sistemas de uso común en la industria.. Anteriormente se llevo a cabo el proyecto de grado “Diseño de un intercambiador de calor tipo coraza y tubos con configuración de haces de tubos variable para fines educativos” a cargo de la estudiante Diana Alvarado. En. este trabajo se realizo la ingeniería. conceptual, la ingeniería básica y la ingeniería de detalle para un sistema de intercambio de calor localizado en un laboratorio del Centro de Innovación tecnológica (CITEC).. Para solucionar el problema de la falta de equipos en el laboratorio, se mando a construir dicho intercambiador de calor en una empresa especializada en la. fabricación. de. maquinas térmicas (THERMETAL LTDA).. Se realizo un programa de simulación en Excel para este sistema de intercambio de calor. Los cálculos de la simulación se hicieron por dos métodos: Por el método de Kern y por el. 1.

(14) IQ-2003-2-18. método de Bell-Delaware. Para ambos casos, los cálculos se hicieron con base en un proceso iterativo utilizando la diferencia media de temperatura logarítmica (LMTD).. También Se hizo la selección y compra de la tubería, los accesorios y la instrumentación necesaria para medir las variables del proceso.. Se montó el intercambiador de calor. en el laboratorio 113 del centro de innovación. tecnológica (CITEC).. Por último se puso en marcha el intercambiador de calor, con el fin de tomar datos experimentales y así poder validar el programa de simulación.. 2.

(15) IQ-2003-2-18. 1. 1.1. OBJETIVOS. GENERAL. Simular, montar y poner en marcha un intercambiador de calor tipo coraza y tubos de cabezales flotantes con configuración de haces de tubos variable.. 1.2. •. ESPECIFICOS. Simular el intercambiador de calor diseñado por la estudiante Diana Alvarado, utilizando los modelos matemáticos de transferencia de calor que mejor se adaptan a la realidad.. •. Seleccionar y comprar la tubería, los accesorios y la instrumentación requerida para hacer un montaje adecuado del equipo de transferencia de calor.. •. Montar el equipo de transferencia de calor en las instalaciones del CITEC de acuerdo a lo especificado en la etapa de diseño del proyecto.. 3.

(16) IQ-2003-2-18. •. Llevar a cabo la puesta en marcha del intercambiador de calor de forma tal que las condiciones del proceso se encuentren. dentro de los rangos de operabilidad. permitidos.. •. Comparar datos experimentales con los datos teóricos obtenidos a partir del programa de simulación.. •. Elaborar el manual del simulador, el manual de usuario del equipo y el manual de construcción del equipo.. 4.

(17) IQ-2003-2-18. 2. 2.1. MARCO TEORICO. TEMPERATURA CALÓRICA O TEMPERATURA PROMEDIO1. Para encontrar la expresión correspondiente a la diferencia media de temperatura (LMTD), se asume que el coeficiente global de transferencia de calor (U) es constante a lo largo del equipo. Es por esto, que comúnmente se calculan las propiedades del fluido a la temperatura promedio entre la entrada y la salida, sin verificar. la validez de estos. cálculos. En un intercambiador de calor, el fluido caliente posee una viscosidad a la entrada, la cual aumenta a medida que el fluido se enfría en el equipo. El fluido frío (en contraflujo) entra con una viscosidad que va disminuyendo a medida que se va calentando. En un intercambiador de calor de contraflujo, existe una terminal fría (T2-t1) y una terminal caliente (T1-t2), y por lo tanto los coeficientes de película ho y hi, varían a través del equipo, haciendo que en la terminal caliente se encuentre un coeficiente global de transferencia de calor U, mayor al de la terminal fría.. La variación en U, puede ser mayor que la experimentada por hi, ya que el coeficiente de película externo ho, varía al mismo tiempo y en la misma dirección que hi. Esta variación de U, puede ser calculada por métodos de integración numéricos de dQ, por el calor transferido por una sección diferencial de tubo a”dL=dA y usando valores promedio de U entre punto y punto de la ecuación diferencial:. dQ = U av dA∆t La suma de las variaciones entre punto y punto da aproximadamente: 1. KERN, Donald Q. Process heat transfer. New York: McGraw Hill, 1950. p.93.. 5.

(18) IQ-2003-2-18. Q = UA∆t. Este método es bastante demorado, y el incremento en la precisión de los resultados, no garantiza el esfuerzo.. Colburn solucionó problemas en los que el coeficiente global de transferencia de calor U varía. Para hacer esto, Colburn asumió que la variación de U es lineal con la temperatura, y por lo tanto derivó una expresión para calcular la diferencia media de temperatura.. U = a (1 + bt ) La razón entre el LMTD, cuando U es constante y la diferencia de temperatura cuando U varía, es usada como la base para establecer un solo coeficiente global de transferencia de calor que corresponde al verdadero promedio de temperatura y no al promedio aritmético.. El subíndice 1 indica terminal caliente, y 2 indica terminal fría.. U 1 = a(1 + bt1 ). U 2 = a(1 + bt 2 ). Colburn en su análisis llego a la siguiente expresión:. Q U 1 ∆t 2 − U 2 ∆t1 = A ⎛ U ∆t ⎞ ln⎜⎜ 1 2 ⎟⎟ ⎝ U 2 ∆t1 ⎠ Esta ecuación es una modificación de la ecuación:. Q = UA. ∆t 2 − ∆t1 ⎛ ∆t ⎞ Ln⎜⎜ 2 ⎟⎟ ⎝ ∆ t1 ⎠. 6.

(19) IQ-2003-2-18. Este cálculo, requiere que se determine dos veces los dos coeficientes de película individuales con el fin de obtener U1 y U2. Colburn decidió obtener un solo coeficiente global de transferencia de calor Ux, para el cual, se considera que toda la superficie transfiere calor a la LMTD. Ux se define como:. Q U 1 ∆t 2 − U 2 ∆t1 = A ⎛ U ∆t ⎞ Ln⎜⎜ 1 2 ⎟⎟ ⎝ U 2 ∆t1 ⎠. ⎛ ⎞ ⎜ ⎟ ⎜ ∆t 2 − ∆t1 ⎟ =Ux⎜ ⎟ ⎜ Ln⎛⎜ ∆t 2 ⎞⎟ ⎟ ⎜ ⎜ ∆t ⎟ ⎟ ⎝ ⎝ 1 ⎠⎠. Se sustituye U x = a (1 + bt c ) , ya que U varia linealmente con la temperatura. Ux, será calculado cuando se encuentre el valor de tc. La temperatura calórica (tc), es la temperatura de las propiedades del fluido, para las cuales es posible determinar hi, ho y por lo tanto el valor de Ux.. 2.2. TEMPERATURA DE LA PARED DEL TUBO2. La temperatura de la pared del tubo, puede ser calculada a partir de la temperatura calórica cuando hi y ho son conocidos. Siempre se acostumbra a despreciar la diferencia de temperatura a través del metal del tubo, y se considera que todo el tubo se encuentra a la temperatura de la superficie externa (tw). Si la temperatura de afuera del tubo, es la temperatura calórica Tc, y la de adentro es la temperatura calórica tc , es posible calcular tw .. 2. KERN, Donald Q. Process heat transfer. New York: McGraw Hill, 1950. p.93.. 7.

(20) IQ-2003-2-18. 1 ⎛A ⎞ = hio = hi ⎜ i ⎟ Rio ⎝ A⎠ El subíndice “io”, indica el valor del coeficiente de película interno, referido al área externa del tubo.. Q=. T −t t −t ∆t = c c = w c ∑ R Ro + Rio Rio. Remplazando las resistencias por los coeficientes de película.. Tc − t c t −t = w c 1 1 1 + ho hio hio De esta expresión, se puede despejar la temperatura de pared del tubo tw.. t w = tc +. 2.3. ho (Tc − t c ) hio + ho. METODO DE BELL-DELAWARE3. Los cálculos realizados comúnmente para determinar la transferencia de calor del lado de la coraza corresponden al método de Kern, el cual, es un método simplificado, ya que el análisis del lado de la coraza no es muy detallado. Esto se debe a que el flujo en la coraza es complejo, ya que combina un flujo cruzado con un flujo a través de los deflectores y además posee efectos de bypass por el arreglo de tubos y por los deflectores.. 3. Kakac, Sadik. LIU, Hongtan. Heat exchangers selection, rating, and thermal design. Miami: CRC Press, 1998. p.278.. 8.

(21) IQ-2003-2-18. En el flujo de la coraza se puede identificar cinco corrientes diferentes. Corriente A: Debido a las fugas que hay en los espacios entre los tubos y los deflectores. Corriente B: Es la corriente principal a través del arreglo de tubos. Corriente C: Es la corriente de bypass en el arreglo de tubos, la cual fluye entre los tubos más externos del arreglo y la coraza. Corriente E: Corriente debido a las fugas que hay en los espacios entre los deflectores y la coraza. Corriente F: Flujo a través de cualquier canal dentro del arreglo de los tubos.. Estas corrientes se pueden mezclar e interactuar unas con otras, y por lo tanto es necesario utilizar un análisis matemático más complejo que el usado por Kern.. El método de Bell-Delaware, tiene encuentra los efectos causados por estas corrientes a la hora de calcular el coeficiente de transferencia de calor del lado de la coraza. Este método es el más confiable que hay actualmente para analizar el lado de la coraza. En el método de Bell-Delaware, la corriente B es la corriente principal, mientras que las otras corrientes reducen la corriente B y alteran el perfil de temperatura, lo cual resulta en una disminución del coeficiente de transferencia de calor.. 2.3.1. Coeficiente de transferencia de calor del lado de la coraza4.. La ecuación básica para calcular el coeficiente de transferencia de calor promedio del lado de la coraza es el siguiente:. 4. Kakac, Sadik. LIU, Hongtan. Heat exchangers selection, rating, and thermal design. Miami: CRC Press, 1998. p.279.. 9.

(22) IQ-2003-2-18. hs = hk J c J l J b J r Donde hk, es el coeficiente de transferencia de calor ideal para un flujo cruzado en un banco de tubos ideal.. W hK = J K C Sm. ⎛K ⎞ ⎜ ⎟ ⎜ Cµ ⎟ ⎝ ⎠. 2. 3. ⎛ µb ⎜ ⎜ µw ⎝. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 0.14. Jk, es el factor de Colburn, para una banco de tubos ideal. Jc, es el factor de corrección debido al corte del deflector y su espaciamiento. Este factor tiene en cuenta el calor transferido en la ventana y calcula un promedio general del coeficiente de transferencia de calor para todo el intercambiador, sin embargo este término depende del diámetro de la coraza y del corte de los deflectores. Para un corte de deflector largo, este valor puede disminuir hasta 0.53, y es igual a 1 cuando el intercambiador no presenta tubos en la ventana. Cuando las ventanas son pequeñas y hay alta velocidad del fluido este termino puede aumentar a un valor máximo de 1.15.. Jl, es el factor de corrección por el efecto de todas las fugas dentro del equipo (corrientes A y E). Si los deflectores se encuentran muy cercanos entre si, la fracción del flujo en las corrientes de fuga aumenta en comparación con el flujo cruzado. Jl, es función de la razón entre el área total de fugas por deflector y el área de flujo cruzado entre baffles adyacentes. Este término, también es función de la razón entre el área de fugas de coraza / deflectores y el área de fugas tubo / deflectores. Un valor típico de Jl, se encuentra en el rango de 0.7 a 0.8.. 10.

(23) IQ-2003-2-18. Jb, es el factor de corrección por efectos de bypass en el arreglo, debido al espacio libre entre los tubos más externos y la coraza (corrientes C y F). Cuando este espacio libre es pequeño, Jb es cercano a 0.9. En caso de tener un cabezal es flotante, se requiere de espacios libres relativamente grandes, y por lo tanto Jb ≈ 0.7.. Jr, solo se aplica si el número de Reynolds de la coraza es menor a 100.. El efecto combinado de todos estos factores de corrección para un intercambiador de calor tipo coraza y tubos, bien diseñado debe ser del orden de 0.6.. 2.3.2. Caída de presión del lado de la coraza5.. Para un intercambiador de calor tipo coraza y tubos que presenta corrientes de bypass y de fugas, la caída de presión total de boquilla a boquilla, se puede calcular como la suma de los tres componentes que se presentan a continuación:. 1. Caída de presión en la sección interior que corresponde a flujo cruzado:. ∆Pc = ∆Pbk ( N b − 1)Rl Rb. ∆Pbk, es la caída de presión en un banco de tubos ideal, en el compartimiento de un deflector. Rl , es el factor de corrección a causa de las corrientes A y E. Un valor típico. 5. Kakac, Sadik. LIU, Hongtan. Heat exchangers selection, rating, and thermal design. Miami: CRC Press, 1998. p.288.. 11.

(24) IQ-2003-2-18. de Rl, esta en el rango de 0.4 a0.5. Rb, es el factor de corrección a causa de las corrientes C y F. Un valor típico de Rb es en el rango de 0.5 a 0.8.. 2. La caída de presión en la ventana es afectada por las fugas, pero no por el bypass. Esta caída de presión se calcula así:. ∆Pw = ∆Pwk N b Rl Donde ∆Pwk, es la caída de presión en un banco de tubos ideal, equivalente en la sección de la ventana. 3. La caída de presión en las secciones de entrada y salida es afectada solo por bypass, y no por fugas. Adicionalmente se presenta un efecto causado por el espaciamiento variable de los deflectores. La caída de presión a causa de las secciones de entrada y salida, están dadas por:. ∆Pe = 2∆Pbk. N c + N cw Rb Rs Nc. Donde Nc, es el número de filas de tubos que se atraviesan durante un flujo cruzado. Ncw, es el número de filas de tubos cruzadas en cada ventana del deflector. Rs, es el factor de corrección a causa de las secciones de entrada y de salida que tienen un espaciamiento de baffles diferente a los de las secciones internas debido a las boquillas.. 12.

(25) IQ-2003-2-18. 3. 3.1. METODOLOGIA. SIMULACIÓN DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR. Las correlaciones para calcular las propiedades del agua, como función de la temperatura, fueron tomadas del programa “Component Plus”.. Viscosidad :. ⎛ ⎝. µ ( Pa ⋅ s ) = exp⎜ A +. B ⎞ + C ln (T ) + DT E ⎟ T ⎠. A = -52.843 , B = 3703.6, C = 5.866, D = 0, E = 10. Densidad :. 13.

(26) IQ-2003-2-18. A = 276370, B = -2090.1, C = 8.125, D = -0.014116, E = 9.37E-06. 3.1.1. Simulación por el método de Kern6.. 1. Cálculo de los flujos másicos del fluido caliente y frió.. W = ρ T1 q Caliente. V =. W ρ T1 As. ω = ρ t q Frío 1. v=. ω ρ t A ft 1. Balance De Energía: 2. De acuerdo al arreglo de tubos, se determina el área de transferencia (Área externa de los tubos).. A0 = πD0 LN T 3. Se asume la temperatura de salida del agua fría (t2). 4. Con el balance de energía se determina la temperatura de salida del agua caliente (T2).. T2 = T1 −. ω c ( t 2 − t1 ) WC. 5. Se determina el calor transferido por el fluido caliente.. Q = ωc(t 2 − t1 ) 6. KERN, Donald Q. Process heat transfer. New York: McGraw Hill, 1950. Chapters 5,6 and 7.. 14.

(27) IQ-2003-2-18. 6. Se calcula la diferencia media de temperatura (LMTD).. ∆T2 = T1 − t 2 ∆T1 = T2 − t1 LMTD =. ∆T2 − ∆T1 ⎛ ∆T ⎞ Ln⎜⎜ 2 ⎟⎟ ⎝ ∆T1 ⎠. 7. Cálculo de la razón fraccional de la verdadera diferencia de temperatura (FT).. R=. T1 − T2 t 2 − t1. S=. t 2 − t1 T1 − t1. ⎛ 1− S ⎞ R 2 + 1 * Ln⎜ ⎟ 1 − RS ⎠ ⎝ FT = 2 ⎡ ⎤ (R − 1) * Ln ⎢ (2 − S ) * R + 1 − R 2 + 1 ⎥ ⎢⎣ (2 − S ) * R + 1 + R + 1 ⎥⎦. ( (. ) ). Cálculo del coeficiente global de transferencia de calor Se calcula un coeficiente global de transferencia de calor en la terminal fría y otro en la terminal caliente, con el fin de aplicar la teoría de Colburn. Esta dice que el coeficiente Global de transferencia de calor varia linealmente con la temperatura7. Terminal Fría La terminal fría tiene subíndice 1 Coraza:. 7. KERN, Donald Q. Process heat transfer. New York: McGraw Hill, 1950. p.94.. 15.

(28) IQ-2003-2-18. En la terminal fría, se evalúan todas las propiedades a T2, al igual que los números adimensionales (Res y Prs).. 8. Se determina la velocidad másica del fluido dentro de la coraza.. C ' = PT − D0 B=. L ND +1. As =. DSi C ' B PT. GS =. W AS. Diámetro equivalente para arreglo triangular:. ⎛1 πD 2 ⎞ 4⎜⎜ PT * 0.86 PT − 0 ⎟⎟ 2 8 ⎠ De = ⎝ ⎛ πD0 ⎞ ⎜ ⎟ ⎝ 2 ⎠ Diámetro equivalente para arreglo cuadrado:. ⎛ 2 πD02 ⎞ ⎟ 4⎜⎜ PT − 4 ⎟⎠ ⎝ De = πD0 9. Cálculo de los números adimensionales para la coraza.. Re S =. G S De. µT. 2. PrS =. CT2 µ T2 K T2. 16.

(29) IQ-2003-2-18. 10. Se halla el coeficiente de transferencia de calor del lado de la coraza. Si Res<2000, se utiliza la correlación sacada de la figura 28 del apéndice del Kern. Esta ecuación es obtenida a partir de datos industriales .. h01 = 0.5991(Re S ). 0.4801. ⎛ K T2 ⎞ ⎟ ⎟ D ⎝ e ⎠. (PrS )1 3 ⎜⎜. Si Res>2000:. h01 = 0.36(Re S ). 0.55. ⎛ K T2 ⎞ ⎟ ⎟ D ⎝ e ⎠. (PrS ) 3 ⎜⎜ 1. Tubos: Como es la terminal fría, todas las propiedades se evalúan a t1, al igual que los números adimensionales (Ret y Prt). 11. Se determina la velocidad másica del fluido dentro de los tubos.. A ft =. πDi2 ⎛ N T ⎞ ⎜ ⎟ 4 ⎜⎝ N P ⎟⎠. Gt =. ω A ft. 12. Cálculo de los números adimensionales para los tubos.. Re t =. Gt Di. µt. 1. Prt =. ct1 µ t1 K t1. 13. Se halla el coeficiente de transferencia de calor del lado de los tubos.. f = (1.58Ln(Re t ) − 3.28). −2. 17.

(30) IQ-2003-2-18. Si Ret < 2300, 1. ⎛ Re Pr D ⎞ 3 ⎛ K t ⎞ hi1 = 1.953⎜ t t i ⎟ ⎜⎜ 1 ⎟⎟ L ⎝ ⎠ ⎝ Di ⎠ Si 2300 < Ret < 104, se utiliza la correlación de Gnielinski.. hi1 =. ( f 2 )(Re t − 1000) Prt ⎛⎜ K t ⎜ 2 1 1 + 12.7( f 2 ) 2 ⎛⎜ Prt 3 − 1⎞⎟ ⎝ Di. 1. ⎝. ⎠. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. Si 104< Ret, se utiliza la correlación de Petukhov y Kirillov.. hi1 =. ⎛ Kt ( f 2 ) Re t Prt ⎜ ⎜ 2 1 ⎛ ⎞ 3 2 1.07 + 12.7( f 2) ⎜ Prt − 1⎟ ⎝ Di. 1. ⎝. ⎠. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 14. Coeficiente global de transferencia de calor de la terminal fría:. U1 =. 1 D0 D Ln(D0 Di ) 1 + 0 + hi1 Di 2 K acero h01. Cálculo del coeficiente global de transferencia de calor terminal caliente:. Coraza: Como es la terminal fría, se evalúa todas las propiedades a T1, al igual que los números adimensionales (Res y Prs). 15. Se determina el coeficiente de transferencia de calor del lado de la coraza para la terminal caliente.. Re s =. G s De. µT. 1. 18.

(31) IQ-2003-2-18. Prs =. CT1 µ T1 K T1. Si Res<2000:. h02 = 0.5991(Re S ). 0.4801. ⎛ K T1 ⎞ ⎟ ⎟ ⎝ De ⎠. (PrS )1 3 ⎜⎜. Si Res>2000:. h02 = 0.36(Re S ). 0.55. ⎛ K T1 ⎞ ⎟ ⎟ ⎝ De ⎠. (PrS ) 3 ⎜⎜ 1. Tubos: Como es la terminal caliente, todas las propiedades se evalúan a t2, al igual que los números adimensionales (Ret y Prt). 16. Cálculo del coeficiente de transferencia de calor del lado de los tubos para la terminal caliente.. Re t =. Prt =. Gt Di. µt. 2. ct2 µ t2 K t2. f = (1.58Ln(Re t ) − 3.28). −2. Si Ret < 2300 1. ⎛ Re Pr D ⎞ 3 ⎛ K t ⎞ hi 2 = 1.953⎜ t t i ⎟ ⎜⎜ 2 ⎟⎟ L ⎝ ⎠ ⎝ Di ⎠ Si 2300 < Ret < 104:. 19.

(32) IQ-2003-2-18. hi 2 =. ( f 2 )(Re t − 1000) Prt ⎛⎜ K t ⎜ 2 1 1 + 12.7( f 2) 2 ⎛⎜ Prt 3 − 1⎞⎟ ⎝ Di. 2. ⎝. ⎠. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. Si 104< Ret:. hi 2 =. ⎛ Kt ( f 2 ) Re t Prt ⎜ ⎜ 2 1 ⎛ ⎞ 3 1.07 + 12.7( f 2 ) 2 ⎜ Prt − 1⎟ ⎝ Di. 2. ⎝. ⎠. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 17. Coeficiente global de transferencia de calor de la terminal caliente:. U2 =. 1 D0 D Ln( D0 Di ) 1 + 0 + hi 2 Di 2 K acero h02. Cálculo de la temperatura calórica: 18. Se determina la temperatura calórica del fluido caliente y del fluido frío.. Kc =. r=. U 2 − U1 U1 T 2 − t1 T1 − t 2. (1 K c ) + ⎛⎜. r ⎞ ⎟ ⎝ r −1⎠ − 1 Fc = Ln(K c + 1) K c 1+ Ln(r ). Tc = T2 + Fc (T1 − T2 ) t c = t1 + Fc (t 2 − t1 ) 19. Se halla el coeficiente de transferencia de calor del lado de la coraza a la temperatura calórica Tc.. 20.

(33) IQ-2003-2-18. G s De. Re s =. µT. c. CTc µ Tc. Prs =. K Tc. Si Res<2000:. h0 = 0.5991(Re S ). 0.4801. ⎛ K Tc ⎞ ⎟ ⎟ D ⎝ e ⎠. (PrS )1 3 ⎜⎜. Si Res>2000:. h0 = 0.36(Re S ). 0.55. ⎛ K Tc ⎞ ⎟ ⎟ D ⎝ e ⎠. (PrS ) 3 ⎜⎜ 1. 20. Se calcula el coeficiente de transferencia de calor del lado de los tubos a la temperatura calórica tc.. Gt Di. Re t =. Prt =. µt. c. ctc µ tc K tc. f = (1.58Ln(Re t ) − 3.28). −2. Si Ret < 2300 1. ⎛ Re Pr D ⎞ 3 ⎛ K t ⎞ hi = 1.953⎜ t t i ⎟ ⎜⎜ c ⎟⎟ L ⎝ ⎠ ⎝ Di ⎠ Si 2300 < Ret < 104:. =. ( +. )( (. ). −. ). ⎛⎜ ⎝. ⎛ ⎜ ⎜ ⎞ − ⎟⎝ ⎠. t i. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 21.

(34) IQ-2003-2-18. Si 104< Ret:. hi =. ⎛ Kt ( f 2 ) Re t Prt ⎜ 2 ⎜ 1 ⎛ ⎞ 3 1.07 + 12.7( f 2 ) 2 ⎜ Prt − 1⎟ ⎝ Di. c. ⎝. ⎠. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 21. Se determina la temperatura de la pared del tubo.. t w = tc +. h0 (Tc − t c ) hi Di + h0 D0. 22. Se hallan los factores de corrección por viscosidad en la coraza y en los tubos.. ⎛ µT φc = ⎜ c ⎜µ ⎝ tw. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 0.14. ⎛ µt φt = ⎜ c ⎜µ ⎝ tw. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 0.14. 23. Se determina el verdadero valor del coeficiente global de transferencia de calor. Este cálculo, se hace asumiendo que el intercambiador de calor esta limpio.. ho = h0φ c hi = hiφ t Uc =. 1 D0 D Ln(D0 Di ) 1 + 0 + 2 K acero hiDi ho. Ensuciamiento: Los factores de ensuciamiento para el sistema de intercambio de calor son los siguientes:. R fi = 0.000176. m2 K W. 22.

(35) IQ-2003-2-18. R f 0 = 0.000176. m2 K W. 24. Con estos factores de ensuciamiento se puede determinar el coeficiente de transferencia de calor bajo condiciones de ensuciamiento.. UD =. 1 D0 R fi D0 Ln(D0 Di ) D0 1 + + + Rf 0 + hiDi Di ho 2 K acero. El espesor máximo de ensuciamiento permitido en el intercambiador de calor es:. t f = 0.0005m D0 f = D0 + (2t f. ). A0 f = πD0 f N T L 25. Con los coeficientes globales de transferencia de calor, es posible determinar el calor que se transfiere durante el proceso, bajo condiciones de limpieza o de ensuciamiento.. Calor sin ensuciamiento:. Qc = U c A0 LMTD * FT Calor con ensuciamiento:. Q D = U D A0 f LMTD * FT Una vez que se han determinado estos calores, se hace un proceso iterativo hasta que este calor sea igual al calor calculado, cuando se asume la temperatura de salida del agua fría. El hecho de que estos calores sean iguales, quiere decir que la temperatura de salida del agua fría asumida es la correcta.. 23.

(36) IQ-2003-2-18. Caida De Presión: Coraza limpia: 26. Se halla la caída de presión del lado de la coraza utilizando la correlación propuesta por Kern.. Ds = 0.1016m. (. (. f = EXP 0.576 − 0.19 Ln Re sTc. ∆Ps =. )). fG s2 ( N D + 1)Ds 2 ρ Tc Deφ c. Esta ecuación incluye las perdidas de presión causadas por las boquillas de la coraza. Coraza sucia: 27. Para hacer el cálculo de la caída de presión bajo condiciones de ensuciamiento, es necesario hacer las correcciones de los diámetros a causa del espesor de la mugre (tf).. Dsf = Ds − (2t f. Asf =. ). Dsf C ' B. G sf =. PT W Asf. Diámetro equivalente (sucio) para arreglo triangular:. ⎛1 πD02 f ⎜ 4 PT * 0.86 PT − ⎜2 8 Def = ⎝ ⎛ πD0 f ⎞ ⎜⎜ ⎟⎟ 2 ⎝ ⎠. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. Diámetro equivalente (sucio) para arreglo cuadrado:. 24.

(37) IQ-2003-2-18. ⎛ 2 πD02 f 4⎜ PT − ⎜ 4 Def = ⎝ πD0 f Re sf =. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. G sf Def. µ Tc. f f = EXP(0.576 − 0.19 Ln(Re sf. ∆Psf =. )). f f G sf2 ( N D + 1)Dsf 2 ρ Tc Def φ c. A está expresión, se le debe sumar la caída de presión adicional, causada por los accesorios del sistema. Tubos limpios: 28. Se determina la caída de presión del lado de los tubos, bajo condiciones de limpieza.. v=. ω. ρ tc A ft. ⎡ 4 fLN P ⎤ ρ v2 ∆Pt = ⎢ + 4 N P ⎥ tc ⎣ Di ⎦ 2 A está ecuación se le debe sumar la caída de presión adicional, causada por los accesorios del sistema.. Tubos sucios: 29. Para calcular la caída de presión bajo condiciones de ensuciamiento, se debe hacer las correcciones de los diámetros, ya que estos cambian por el espesor de la mugre.. Dif = Di − 2t f. 25.

(38) IQ-2003-2-18. A ft f =. πDif2 ⎛ N T ⎞ ⎜ ⎟ 4 ⎜⎝ N P ⎟⎠. Gtf =. Re tf =. ω A ft f. Gtf Dif. µ tc. f f = (1.58 Ln(Re tf ) − 3.28). −2. v=. ω ρ tc A ft. f. ⎡ 4 f f LN P ⎤ ρ tc v 2f ∆Ptf = ⎢ + 4N P ⎥ ⎢⎣ Dif ⎥⎦ 2. 3.1.2. Simulación por el método de Bell-Delaware8 y 9.. Balance De Energía: El balance de energía se realiza de la misma forma que en el método de Kern. Para este método, se va a utilizar el método de la diferencia media logarítmica (LMTD). En este método, se calculan las propiedades del agua a las temperaturas promedio del equipo.. 8. th. PERRY, John H. Chemical Engineers’ Handbook , 7 Edition. New York: McGraw Hill, 1997 p.11-8 Kakac, Sadik. LIU, Hongtan. Heat exchangers selection, rating, and thermal design. Miami: CRC Press, 1998. Chapter 8.. 9. 26.

(39) IQ-2003-2-18. Para aplicar este método, se calcula la temperatura aproximada de la pared del tubo de la siguiente manera:. Tw =. 1 ⎡ t1 + t 2 T1 + T2 ⎤ + 2 ⎢⎣ 2 2 ⎥⎦. Calculo Del Coeficiente Global De Transferencia De Calor. Lado de los tubos: El coeficiente de transferencia de calor del lado de los tubos, se calcula de la misma forma que en el método de Kern, solo que las propiedades se determinan a la temperatura promedio del agua fría.. Re t =. Prt =. Gt Di. µt. prom. ct prom µt prom Kt prom. f = (1.58Ln(Re t ) − 3.28). −2. Si Ret < 2300. ⎛ Re Pr D ⎞ 3 ⎛ K t prom hi = 1.86⎜ t t i ⎟ ⎜ L ⎝ ⎠ ⎜⎝ Di 1. ⎞⎛ µ t prom ⎟⎜ ⎟⎜ µ ⎠⎝ w. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 0.14. Si 2300 < Ret < 104:. hi. ( f 2)(Re t − 1000) Prt ⎛⎜ K t = 2 ⎜ 1 1 + 12.7( f 2 ) 2 ⎛⎜ Prt 3 − 1⎞⎟ ⎝ Di. prom. ⎝. ⎠. ⎞⎛ µ t prom ⎟⎜ ⎟⎜ µ w ⎠⎝. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 0.11. Si 104< Ret:. 27.

(40) IQ-2003-2-18. hi. ⎛ Kt ( f 2) Re t Prt ⎜ = 2 ⎜ 1 ⎛ ⎞ 3 2 1.07 + 12.7( f 2 ) ⎜ Prt − 1⎟ ⎝ Di. prom. ⎝. ⎠. ⎞⎛ µ t prom ⎟⎜ ⎟⎜ µ w ⎠⎝. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 0.11. Lado de la coraza: 1. Se determina el área de flujo transversal cerca del centro de la coraza, para una sola sección de flujo cruzado (Sm).. ⎡ ⎤ D − D0 (PT − D0 )⎥ S m = B ⎢ Ds − Dotl + otl PT ⎣ ⎦ 2. Se calcula el número de Reynolds del lado de la coraza de acuerdo a la siguiente expresión:. Re s =. D0W µ Tprom S m. 3. Se calcula el factor de corrección (JK) para una arreglo de tubos ideal. Arreglo triangular:. Si Res<1000. J K = 1.4865 * Re −s 0.6469 Si Res>1000. J K = 0.2872 * Re −s 0.374 Arreglo cuadrado: Si Res<1000. J K = 0.7177 * Re −s 0.5809 Si Res>1000. J K = 0.1594 * Re −s 0.3138. 28.

(41) IQ-2003-2-18. 4. Se encuentra el coeficiente de transferencia de calor del lado de la coraza, para un arreglo de tubos ideal (hK).. hK = J K CT prom. W Sm. ⎛ K T prom ⎜ ⎜ CT µ T ⎝ prom prom. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 2. 3. ⎛ µ T prom ⎜ ⎜ µw ⎝. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 0.14. 5. Se calcula el factor de corrección por efecto de la configuración de los deflectores (Jc).. fc =. ⎛ ⎛ D − 2lc Ds − 2l c 1⎡ sin ⎜⎜ cos −1 ⎜⎜ s ⎢π + Dotl π ⎢⎣ ⎝ Dotl ⎝. ⎞⎞ ⎛ D − 2l c ⎟⎟ ⎟ − 2 cos −1 ⎜⎜ s ⎟ ⎠⎠ ⎝ Dotl. ⎞⎤ ⎟⎟⎥ ⎠⎥⎦. J c = −3.4674 f c4 + 5.7051 f c3 − 3.0772 f c2 + 1.3346 f c + 0.5203 6. Se determina el factor de corrección por efecto de las fugas que se presentan en los deflectores (Jl).. S sb =. Ds δ sb ⎡ 2l c −1 ⎛ ⎢π − cos ⎜⎜1 − 2 ⎣ Ds ⎝. ⎞⎤ ⎟⎟⎥ ⎠⎦. S tb = 6.224 × 10 −4 D0 N T (1 + f c ). S sb S sb + S tb. S sb + S tb Sm ⎛ S + S tb J l = −2.1212⎜⎜ sb ⎝ Sm. 3. ⎞ ⎛ S + S tb ⎟⎟ + 2.7987⎜⎜ sb ⎠ ⎝ Sm. 2. ⎞ ⎛ S + S tb ⎟⎟ − 1.6714⎜⎜ sb ⎠ ⎝ Sm. ⎞ ⎟⎟ + 0.9906 ⎠. 7. Se halla el factor de corrección por efectos de bypass en el arreglo de tubos (Jb).. 29.

(42) IQ-2003-2-18. ⎛ 2l Ds ⎜⎜1 − c Ds ⎝ Nc = PP. ⎞ ⎟⎟ ⎠. N ss = Número de sellos N ss Nc Fbp =. (Ds − Dotl )B Sm. J b = −0.3369 Fbp + 0.9992 8. Cálculo del coeficiente de transferencia de calor del lado de la coraza, de acuerdo a la siguiente expresión:. hs = hK J c J l J b Caída De Presión Del Lado De La Coraza. Coraza limpia: 9. Se encuentra el factor de fricción para un arreglo de tubos ideal (FK). Para arreglo triangular: Si Res<100. FK = 47.607 Re −s 0.9852 Si Res>100. FK = 0.8055 Re −s 0.1728 Para arreglo cuadrado: Si Res<100. FK = 51.975 Re −s 1.0505. 30.

(43) IQ-2003-2-18. Si100<Res<1000. FK = 2.9571 Re −s 0.4556 Si Res>1000. FK = 0.4613 Re −s 0.1174 10. Se halla la caída de presión para una sección de flujo cruzado ideal (∆Pbk).. ∆PbK. 0.002 FK W 2 N c = ρ Tprom S m2. ⎛ µw ⎜ ⎜µ ⎝ Tprom. ⎞ ⎟ ⎟ ⎠. 0.14. 11. Cálculo de la caída de presión para una sección de ventana ideal (∆Pwk).. S wg. D2 = s 4. ⎡ ⎢cos −1 ⎛⎜1 − 2l c ⎜ ⎢ Ds ⎝ ⎣ S wt =. ⎞ ⎛ 2lc ⎟⎟ − ⎜⎜1 − ⎠ ⎝ Ds. ⎛ 2l ⎞ ⎟⎟ 1 − ⎜⎜1 − c Ds ⎝ ⎠. ⎞ ⎟⎟ ⎠. 2. ⎤ ⎥ ⎥ ⎦. NT (1 − f c )πD02 8. S w = S wg − S wt. N cw =. ∆PwK. 0.8l c Pp. 0.0005W 2 (2 + 0.6 N cw ) = S m S w ρ Tprom. 12. Se encuentra el factor de corrección por efecto de la caída de presión por las fugas que se presentan en los deflectores.. ⎛ S + S tb Rl = 18.466⎜⎜ sb ⎝ Sm. 4. ⎞ ⎛ S + S tb ⎟⎟ − 30.979⎜⎜ sb ⎠ ⎝ Sm. 3. ⎞ ⎛ S + S tb ⎟⎟ + 18.005⎜⎜ sb ⎠ ⎝ Sm. 2. ⎞ ⎛ S + S tb ⎟⎟ − 4.9483⎜⎜ sb ⎠ ⎝ Sm. ⎞ ⎟⎟ + 0.9964 ⎠. 13. Se haya el factor de corrección por el efecto de bypass en el arreglo (Rb).. 31.

(44) IQ-2003-2-18. Rb = 0.4643Fbp2 − 1.1179 Fbp + 0.995 14. Cálculo de la caída de presión en la coraza de acuerdo a la siguiente expresión:. ⎛ N ⎞ ∆Ps = [( N D − 1)∆Pbk Rb + ∆Pwk N D ]Rl + 2∆Pbk Rb ⎜⎜1 + cw ⎟⎟ Nc ⎠ ⎝ 15. A esta expresión se le debe adicionar la pérdida de presión adicional que dan las boquillas de la coraza.. 16. Caída de presión del lado de la coraza cuando hay ensuciamiento.. ⎛ N ⎞ ∆Ps = ( N D − 1)∆Pbkf + N D ∆Pwkf + 2∆Pbkf ⎜1 + cw ⎟ ⎜ N cf ⎟⎠ ⎝. 3.2. MONTAJE DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR. 1. Se diseñó y construyó el soporte del intercambiador de calor. 2. Se instaló la tubería correspondiente a la línea de agua fría. Para esta instalación se utilizaron tubos en acero al carbón de 1 “ de diámetro. El agua fue tomada de la línea de agua de emergencia del laboratorio 113. La salida del agua va hacia el drenaje del laboratorio. 3. Se instaló la tubería correspondiente a la línea del agua caliente. Para esta instalación se utilizaron tubos en acero al carbón de ¾” de diámetro. El agua fue tomada del tanque de calentamiento (Calentador eléctrico) ubicado al lado del laboratorio. Como el agua caliente debe ser devuelta al calentador, fue necesario adaptarle al tanque una entrada de agua caliente y un venteo de respiración.. 32.

(45) IQ-2003-2-18. 4. Con el fin de ahorrar energía, se aisló la línea de agua caliente con cañuelas de fibra de vidrio de diámetro externo de 3”. También se utilizó una fibra sintética para aislar la coraza del intercambiador de calor. 5. Se hizo la instalación del sensor diferencial de presión utilizando un juego de dos válvulas de tres vías con el fin de poder sensar la caída de presión en la coraza y en los tubos con un solo sensor. 6. Se instalaron los sensores de temperatura utilizando racores para termopar.. Figura 1. Instalación del Intercambiador de calor en el laboratorio. 7. Se hizo la instalación eléctrica necesaria para poner en funcionamiento las resistencias del tanque de calentamiento (RELE).. Figura 2. Instalación Eléctrica para el calentador y Tanque de calentamiento. 33.

(46) IQ-2003-2-18. 8. Se instaló la electrónica necesaria para introducir la señal eléctrica de los sensores al computador (Adquisición de datos). También se hicieron las instalaciones necesarias para controlar la potencia suministrada por las resistencias desde el computador.. Figura 3. Instalación de la electrónica. Se hizo la calibración de las señales eléctricas de los sensores de temperatura y de flujo.. 3.3. PUESTA EN MARCHA DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR. Después de realizar el montaje del sistema de intercambio de calor en las instalaciones del laboratorio de Ingeniería Química en el CITEC, se procedió a hacer una serie de pruebas del equipo con el fin de garantizar un correcto funcionamiento del mismo, y así poder validar los resultados obtenidos a partir del programa de simulación. Para llevar a cabo estas pruebas, se utilizó un modelo de experimentación conocido comúnmente como Modelo Simple10.. 10. MONTGOMERY, Douglas C. Diseño y análisis de experimentos. México: Limusa Wiley, 2002. p52.. 34.

(47) IQ-2003-2-18. Para aplicar este modelo fue necesario identificar todas las variables que intervienen en el proceso de transferencia de calor. Estas variables son:. •. Temperatura de entrada del agua fría “t1”.. •. Temperatura de entrada del agua caliente “T1”.. •. Caudal de entrada del agua caliente.. •. Caudal de entrada del agua fría.. •. Configuración del haz de tubos.. Como el agua fría es tomada de la línea de agua de emergencia del laboratorio 113 en las instalaciones del CITEC, no es posible modificar la temperatura del fluido frío a la entrada del intercambiador de calor ya que esta siempre se encuentra a temperatura ambiente (18 °C) . Por tal motivo, no se tuvo en cuenta esta variable en el modelo experimental.. La temperatura de entrada del agua caliente (T1) tampoco se tuvo en cuenta a la hora de seleccionar el número de pruebas a realizar por medio del modelo experimental, ya que el objetivo principal de cada practica es lograr una mayor transferencia de calor. Para esto es necesario que la temperatura del agua caliente sea lo más alta posible. También se debe tener en cuenta que el proceso de calentamiento del agua en el tanque de almacenamiento es bastante lento debido a que. solo. alcanza un aumento de. temperatura de aproximadamente 5 °C por hora, cuando se suministra 100% de potencia a las resistencias y el tanque se encuentra lleno solo hasta la mitad de su capacidad.. 35.

(48) IQ-2003-2-18. En cada prueba es posible variar los caudales de entrada del agua fría y del agua caliente. Para determinar el número de pruebas a realizar por medio del modelo experimental, se decidió utilizar solamente los caudales máximos (30 L/min). y los. caudales intermedios (15 L/min), con el fin de no forzar la bomba centrífuga y lograr a la vez una buena transferencia de calor en el sistema. El modelo para la experimentación se planteo así:. Caudal frío maximo. Configuración No1 Configuración No2 Configuración No3 Configuración No4 Configuración No5. Caudal frío intermedio. Configuración No1 Configuración No2 Configuración No3 Configuración No4 Configuración No5. Caudal frío maximo. Configuración No1 Configuración No2 Configuración No3 Configuración No4 Configuración No5. Caudal frío intermedio. Configuración No1 Configuración No2 Configuración No3 Configuración No4 Configuración No5. Caudal Caliente Maximo. t1. T1. Caudal Caliente Intermedio. Figura 4. Modelo de experimentación simple. De acuerdo al modelo experimental planteado, es necesario realizar 20 pruebas. Cada una de las pruebas debe hacerse por duplicado, lo cual hace que en total se tengan que realizar 40 experimentos.. Para hacer las pruebas experimentales, se dejó calentando agua en el tanque desde el día anterior con una potencia del 50% para poder alcanzar una temperatura de aproximadamente 45 °C. Posteriormente se introdujo uno de los haces de tubos dentro de la coraza y se colocaron los cabezales correspondientes a dicha configuración. Con el. 36.

(49) IQ-2003-2-18. sistema debidamente armado, se procedió a abrir la válvula que permite la entrada del agua caliente. Luego se encendió la bomba centrífuga y se reguló el flujo de agua caliente a aproximadamente unos 15 L/min utilizando la válvula de globo. Posteriormente, se abrió la válvula que permite la entrada del agua fría, y se reguló este caudal a 20L/min. Se espero aproximadamente 2 minutos a que se estabilizara el sistema y luego se tomaron los datos experimentales para esta prueba.. Una vez se tomaron los datos, se procedió a variar el caudal de entrada del agua caliente. Para esto se abrió toda la válvula de la línea de agua caliente con el fin de obtener un caudal de aproximadamente 30 L/min. Se espero aproximadamente 2 minutos a que se estabilizara el sistema y luego se recopilaron los datos experimentales para esta prueba. Las variaciones de caudal que se hicieron por configuración son las siguientes: Tabla 1. Caudales utilizados en las pruebas. Caudal Frió (L/min) 20 20 30 30. Caudal Caliente (L/min) 15 30 30 15. Para hacer el duplicado de las pruebas fue necesario parar el sistema, es decir cerrar todas las válvulas y apagar la bomba. Esto se realizó porque la temperatura de entrada del agua caliente no se mantuvo estable ya que esta empezó a disminuir poco a poco a medida que. el agua caliente era devuelta al tanque de calentamiento.. Por tal motivo,. fue necesario poner a calentar el agua del tanque a una potencia del 100% durante una hora entre cada prueba y su duplicado, ya que en las pruebas para una sola configuración, se pierde aproximadamente 5°C en el agua de calentamiento.. 37.

(50) IQ-2003-2-18. 4. COSTOS DEL SISTEMA DE TRANSFERENCIA DE CALOR. Tabla 2. Costos del proyecto. EQUIPO. PROVEEDOR. VALOR. Intercambiador de calor. Thermetal Ltda.. 6.290.000. Bomba centrífuga. Agroindustrial Goméz y Cía.. 200.000. Sensor de Temperatura (4). Rodríguez & Urbina. 582.400. Cable de extensión para RTD ( 12 m). Rodríguez & Urbina. 7.560. Sensor Diferencial de Presión. Rodríguez & Urbina. 3.780.000. Sensor de Flujo ( 2 ). Rodríguez & Urbina. 4.144.000. Válvulas de 3 vías ( 2 ). Inclicol. 504.630. Sistema de control. Rafael Valenzuela. 6.384.400. Válvulas de Globo ( 2 ). Ferretería Reina. 53.219. Tubería. Ferretería Reina. 311.825. Accesorios (Tes, codos). Ferretería Reina. 62.004. Aislamiento. Fiberglass. Donación. Accesorios en acero inoxidable. Inclicol. 723.170. TOTAL. 23.043.208. 38.

(51) IQ-2003-2-18. 5 5.1. RESULTADOS. RESULTADOS OBTENIDOS A PARTIR DE LA EXPERIMENTACIÓN.. Tabla 3. Datos experimentales Arreglo No1 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 1 2 3 4. T1 (°C). t1(°C). 46.34 46.34 45.82 45.90 45.60 45.75 44.58 44.58. 19.95 18.30 18.30 19.35 17.55 18.37 17.10 16.95. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.50 14.92 30.82 30.82 31.08 31.08 15.28 15.69. 20.65 20.43 20.65 20.29 29.06 29.60 29.15 29.78. t2(°C). T2 (°C). 28.15 26.88 29.10 29.58 26.25 26.88 23.39 23.39. 34.72 34.28 37.95 38.32 35.90 36.34 30.61 30.83. ∆P coraza (psi) ∆P Tubos (Psi). 0.3 0.3 2 1.8 2 1.8 0.3 0.4. 0.58 0.58 0.58 0.58 1.16 1.16 1.16 1.45. Tabla 4. Datos experimentales Arreglo No2 (Arreglo cuadrado, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 5 6 7 8. T1 (°C). t1(°C). 40.32 42.96 40.91 42.30 42.96 41.86 41.93 42.96. 16.58 19.05 16.58 17.25 16.50 16.80 16.50 19.95. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.31 16.01 30.92 31.08 31.14 31.08 15.12 16.21. 21.23 20.96 20.96 21.41 29.60 28.92 28.88 29.06. t2(°C). T2 (°C). 23.24 25.93 25.38 26.09 24.98 24.50 22.20 25.30. 30.03 32.89 34.14 35.16 34.43 33.55 29.15 31.64. ∆P coraza (psi) ∆P Tubos (Psi). 0.2 0.2 1.8 1.5 2 1.8 0.3 0.2. 0.72 0.72 0.72 0.72 0.72 0.87 1.01 1.01. 39.

(52) IQ-2003-2-18. Tabla 5. Datos experimentales Arreglo No3 (Arreglo triangular, 4 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 9 10 11 12. T1 (°C). t1(°C). 44.43 44.43 44.21 44.21 43.84 43.84 43.25 42.96. 19.20 17.70 18.00 20.17 17.10 18.30 16.65 16.95. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 14.28 15.50 31.27 30.95 31.08 31.08 15.50 15.69. 20.96 20.52 20.96 20.16 29.28 28.79 29.33 28.88. t2(°C). T2 (°C). 25.77 24.98 26.72 28.31 24.11 25.30 21.81 21.97. 34.28 34.58 37.51 38.02 35.75 36.34 31.64 31.64. ∆P coraza (psi) ∆P Tubos (Psi). 0.2 0.2 1.5 1.3 1.3 1.5 0.1 0.2. 0.43 0.43 0.43 0.43 1.01 0.87 0.87 0.87. Tabla 6. Datos experimentales Arreglo No4 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 4 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 13 14 15 16. T1 (°C). t1(°C). 49.42 47.15 48.83 46.78 47.95 46.19 46.92 44.87. 16.80 16.95 16.50 16.05 16.35 16.20 16.20 16.20. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.12 15.53 31.08 30.88 31.27 31.27 15.53 15.69. 20.65 20.65 20.65 20.79 29.87 29.60 29.60 29.60. t2(°C). T2 (°C). 26.65 25.93 29.42 27.99 26.09 25.46 23.24 22.60. 35.02 34.06 39.49 37.95 36.92 35.82 31.42 30.47. ∆P coraza (psi) ∆P Tubos (Psi). 0.2 0.3 1.5 1.5 1.5 1.7 0.1 0.2. 2.17 2.32 2.32 2.32 3.77 3.48 3.33 3.77. 40.

(53) IQ-2003-2-18. Tabla 7. Datos experimentales Arreglo No5 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 44 tubos) PRUEBA. 17 18 19 20. 5.2. T1 (°C). t1(°C). 49.13 47.66 48.69 47.37 48.10 46.92 47.37 46.19. 19.50 17.40 18.30 17.40 17.25 17.40 16.58 16.65. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.18 15.50 31.08 31.08 31.08 31.08 15.50 15.50. 20.65 20.43 20.43 20.65 30.32 30.59 30.32 30.32. t2(°C). T2 (°C). 27.68 25.46 28.87 27.52 25.38 24.98 22.60 22.28. 37.07 35.75 40.59 39.49 38.24 37.66 33.26 32.67. ∆P coraza (psi) ∆P Tubos (Psi). 0.2 0.2 1.7 1.7 1.8 1.7 0.2 0.2. 1.45 1.45 1.45 1.45 1.45 1.88 1.74 1.74. RESULTADOS OBTENIDOS A PARTIR DE LA SIMULACIÓN.. 5.2.1. METODO DE KERN. Tabla 8. Resultados Método de Kern Arreglo No1 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 1 2 3 4. T1 (°C). t1(°C). 46.34 46.34 45.82 45.90 45.60 45.75 44.58 44.58. 19.95 18.30 18.30 19.35 17.55 18.37 17.10 16.95. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.50 14.92 30.82 30.82 31.08 31.08 15.28 15.69. 20.65 20.43 20.65 20.29 29.06 29.60 29.15 29.78. t2(°C). T2 (°C). 27.90 26.58 28.63 29.45 26.64 27.20 23.77 23.64. 35.63 34.86 38.82 39.17 37.02 37.26 31.72 31.74. ∆P coraza (Psi) ∆P Tubos (Psi). 0.38 0.36 1.41 1.41 1.44 1.44 0.37 0.39. 0.51 0.5 0.51 0.49 0.96 0.99 0.97 1.01. 41.

(54) IQ-2003-2-18. Tabla 9. Resultados Método de Kern Arreglo No2 (Arreglo cuadrado , 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 5 6 7 8. T1 (°C). t1(°C). 40.32 42.96 40.91 42.30 41.93 42.96 42.96 41.86. 16.58 19.05 16.58 17.25 16.50 19.95 16.50 16.80. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.31 16.01 30.92 31.08 15.12 16.21 31.14 31.08. 21.23 20.96 20.96 21.41 28.88 29.06 29.60 28.92. t2(°C). T2 (°C). 23.18 26.01 25.22 26.18 22.44 25.57 24.65 24.60. 31.05 33.76 34.98 36.08 30.47 32.79 35.14 34.53. ∆P coraza (Psi) ∆P Tubos (Psi). 0.33 0.37 1.29 1.3 0.33 0.37 1.31 1.31. 0.54 0.52 0.53 0.55 0.95 0.95 0.99 0.95. Tabla 10. Resultados Método de Kern Arreglo No3 (Arreglo triangular, 4 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 9 10 11 12. T1 (°C). t1(°C). 44.43 44.43 44.21 44.21 43.84 43.84 43.25 42.96. 19.20 17.70 18.00 20.17 17.10 18.30 16.65 16.95. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 14.28 15.50 31.27 30.95 31.08 31.08 15.50 15.69. 20.96 20.52 20.96 20.16 29.28 28.79 29.33 28.88. t2(°C). T2 (°C). 25.41 24.53 26.47 28.15 24.33 25.31 22.07 22.34. 35.20 35.29 38.47 38.96 36.95 37.27 32.89 32.94. ∆P coraza (Psi) ∆P Tubos (Psi). 0.2 0.23 0.92 0.9 0.91 0.91 0.23 0.24. 0.52 0.51 0.52 0.48 0.97 0.94 0.98 0.95. 42.

(55) IQ-2003-2-18. Tabla 11. Resultados Método de Kern Arreglo No4 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 4 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 13 14 15 16. T1 (°C). t1(°C). 49.42 47.15 48.83 46.78 47.95 46.19 46.92 44.87. 16.80 16.95 16.50 16.05 16.35 16.20 16.20 16.20. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.12 15.53 31.08 30.88 31.27 31.27 15.53 15.69. 20.65 20.65 20.65 20.79 29.87 29.60 29.60 29.60. t2(°C). T2 (°C). 28.16 27.98 31.57 30.22 28.27 27.54 24.61 24.07. 33.72 32.86 38.70 37.13 36.44 35.34 30.72 29.86. ∆P coraza (Psi) ∆P Tubos (Psi). 0.37 0.39 1.44 1.43 1.46 1.47 0.39 0.4. 1.83 1.83 1.82 1.85 3.65 3.59 3.61 3.61. Tabla 12. Resultados Método de Kern Arreglo No5 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 44 tubos) PRUEBA. 17 18 19 20. T1 (°C). t1(°C). 49.13 47.66 48.69 47.37 48.10 46.92 47.37 46.19. 19.50 17.40 18.30 17.40 17.25 17.40 16.58 16.65. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.18 15.50 31.08 31.08 31.08 31.08 15.50 15.50. 20.65 20.43 20.43 20.65 30.32 30.59 30.32 30.32. t2(°C). T2 (°C). 27.80 25.90 29.20 28.02 26.25 25.96 23.31 23.11. 37.70 36.34 41.43 40.23 39.21 38.41 34.02 33.42. ∆P coraza (Psi) ∆P Tubos (Psi). 0.37 0.38 1.43 1.44 1.44 1.44 0.38 0.39. 0.79 0.78 0.77 0.79 1.62 1.64 1.63 1.63. 43.

(56) IQ-2003-2-18. 5.2.2. METODO DE BELL-DELAWARE. Tabla 13. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No1 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 1 2 3 4. T1 (°C). t1(°C). 46.34 46.34 45.82 45.90 45.60 45.75 44.58 44.58. 19.95 18.30 18.30 19.35 17.55 18.37 17.10 16.95. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.50 14.92 30.82 30.82 31.08 31.08 15.28 15.69. 20.65 20.43 20.65 20.29 29.06 29.60 29.15 29.78. t2(°C). T2 (°C). ∆P coraza (psi). ∆P Tubos (Psi). 27.65 26.32 28.42 29.24 26.45 27.02 23.54 23.42. 35.96 35.23 38.97 39.31 37.19 37.43 32.15 32.17. 0.35 0.33 1.38 1.38 1.41 1.41 0.34 0.36. 0.51 0.5 0.51 0.49 0.96 0.99 0.97 1.01. Tabla 14. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No2 (Arreglo cuadrado , 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 5 6 7 8. T1 (°C). t1(°C). 40.32 42.96 40.91 42.30 41.93 42.96 42.96 41.86. 16.58 19.05 16.58 17.25 16.50 19.95 16.50 16.80. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.31 16.01 30.92 31.08 15.12 16.21 31.14 31.08. 21.23 20.96 20.96 21.41 28.88 29.06 29.60 28.92. t2(°C). T2 (°C). ∆P coraza (psi). ∆P Tubos (Psi). 22.81 25.64 24.97 25.92 22.08 25.25 24.41 24.36. 31.57 34.24 35.15 36.26 31.16 33.36 35.37 34.74. 0.35 0.38 1.39 1.41 0.34 0.39 1.41 1.41. 0.54 0.52 0.53 0.55 0.95 0.95 0.99 0.95. 44.

(57) IQ-2003-2-18. Tabla 15. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No3 (Arreglo triangular, 4 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 9 10 11 12. T1 (°C). t1(°C). 44.43 44.43 44.21 44.21 43.84 43.84 43.25 42.96. 19.20 17.70 18.00 20.17 17.10 18.30 16.65 16.95. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 14.28 15.50 31.27 30.95 31.08 31.08 15.50 15.69. 20.96 20.52 20.96 20.16 29.28 28.79 29.33 28.88. t2(°C). T2 (°C). ∆P coraza (psi). ∆P Tubos (Psi). 25.25 24.32 26.60 28.27 24.50 25.47 21.91 22.18. 35.45 35.57 38.38 38.88 36.80 37.13 33.19 33.24. 0.3 0.35 1.42 1.39 1.41 1.41 0.35 0.36. 0.52 0.51 0.52 0.48 0.97 0.94 0.98 0.95. Tabla 16. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No4 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 4 pasos por los tubos, 56 tubos) PRUEBA. 13 14 15 16. T1 (°C). t1(°C). 49.42 47.15 48.83 46.78 47.95 46.19 46.92 44.87. 16.80 16.95 16.50 16.05 16.35 16.20 16.20 16.20. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.12 15.53 31.08 30.88 31.27 31.27 15.53 15.69. 20.65 20.65 20.65 20.79 29.87 29.60 29.60 29.60. t2(°C). T2 (°C). ∆P coraza (psi). ∆P Tubos (Psi). 28.31 27.71 31.90 30.52 28.61 27.86 24.75 24.19. 33.51 32.68 38.49 36.93 36.11 35.04 30.46 29.63. 0.34 0.35 1.41 1.39 1.42 1.42 0.35 0.36. 1.83 1.83 1.82 1.85 3.65 3.59 3.61 3.61. 45.

(58) IQ-2003-2-18. Tabla 17. Resultados Método de Bell-Delaware Arreglo No5 (Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 44 tubos) PRUEBA. 17 18 19 20. T1 (°C). t1(°C). 49.13 47.66 48.69 47.37 48.10 46.92 47.37 46.19. 19.50 17.40 18.30 17.40 17.25 17.40 16.58 16.65. Flujo Coraza (L/min) Flujo Tubos (L/min). 15.18 15.50 31.08 31.08 31.08 31.08 15.50 15.50. 20.65 20.43 20.43 20.65 30.32 30.59 30.32 30.32. t2(°C). T2 (°C). ∆P coraza (psi). ∆P Tubos (Psi). 27.61 25.70 29.09 27.91 26.19 25.89 23.16 22.96. 37.95 36.59 41.51 40.30 39.28 38.47 34.32 33.71. 0.34 0.35 1.41 1.41 1.41 1.41 0.35 0.35. 0.79 0.78 0.77 0.79 1.62 1.64 1.63 1.63. 46.

(59) IQ-2003-2-18. 6. 6.1. ANALISIS DE LOS RESULTADOS. ANALISIS DE LOS RESULTADOS EXPERIMENTALES. 6.1.1. Calor Transferido.. El análisis de los resultados experimentales se basa en la cantidad de calor recibida por el fluido frió (Q) y la diferencia de temperatura que sufre el fluido frío cuando pasa a través del intercambiador de calor (∆t). Se analizan diferencias de temperatura y no. temperaturas como tal, ya que la. temperatura del agua fría a la entrada del sistema presenta ciertas variaciones durante algunas de las pruebas.. Para este análisis de resultados se utilizaron las siguientes convenciones: •. Arreglo No1: Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos. •. Arreglo No 2: Arreglo Cuadrado, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos. •. Arreglo No 3: Arreglo triangular, 4 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos. •. Arreglo No 4: Arreglo triangular, 12 deflectores, 4 pasos por los tubos, 56 tubos. •. Arreglo No 5: Arreglo triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 44 tubos. 48.

(60) IQ-2003-2-18. NOTA: El primer arreglo (triangular, 12 deflectores, 2 pasos por los tubos, 56 tubos) corresponde a la configuración principal. Por tal motivo la comparación entre diferentes arreglos se hizo en base a este.. Tabla 18. Diferencias de temperatura del agua fría para cada una de las configuraciones Caudal Coraza (L/min). Caudal Tubos (L/min). 15 15 30 30 30 30 15 15. 20 20 20 20 30 30 30 30. ∆t (°C) ∆t (°C) ∆t (°C) ∆t (°C) ∆t (°C) Arreglo No 1 Arreglo No 2 Arreglo No 3 Arreglo No 4 Arreglo No 5. 8.21 8.58 10.80 10.23 8.70 8.51 6.29 6.44. 6.66 6.88 8.80 8.84 8.48 7.70 5.70 5.35. 6.58 7.28 8.72 8.14 7.01 7.00 5.15 5.01. 9.84 8.98 12.92 11.94 9.74 9.25 7.03 6.40. 8.18 8.05 10.57 10.12 8.12 7.58 6.02 5.63. A partir de esta tabla se analiza como el caudal del fluido caliente y el caudal del fluido frío afectan la diferencia de temperatura experimentada por el fluido frío (∆t) durante el proceso de transferencia de calor. Cuando el caudal de la coraza (Fluido caliente), es mayor que el caudal de los tubos (fluido frío), se observa una mayor diferencia de temperatura (∆t) para cada una de las distintas configuraciones. Esto no ocurre con el calor transferido, ya que para que exista una máxima transferencia de calor se necesita que ambos caudales sean máximos (Tabla 19). Una posible explicación para este fenómeno se podría obtener a partir del balance total de energía del sistema, ya que bajo condiciones ideales, este balance se representa así:. ωc(t 2 − t1 ) = WC (T1 − T2 ) ωc∆t = WC∆T. 49.

(61) IQ-2003-2-18. Del balance de energía anterior, es posible obtener una ecuación que relacione la diferencia de temperatura que sufre el agua fría (∆t) con los caudales tanto del fluido caliente como del fluido frío.. ∆t =. WC∆T ωc. ω = ρVA = ρ * Caudal De esta expresión se puede observar que al aumentar el caudal del fluido caliente, aumenta el flujo másico (W). A mayor flujo másico del fluido caliente se obtiene una diferencia de temperatura en el fluido frío más grande, ya que este caudal es directamente proporcional a (∆t). También es posible observar que el flujo másico del fluido frío (ω), es inversamente proporcional a la diferencia de temperatura ∆t. Por esta razón se obtiene una mayor diferencia de temperatura cuando el caudal del fluido caliente es mayor al caudal del fluido frío, ya que para estas condiciones el numerador de la expresión de ∆t se hace mayor, mientras que el denominador se hace menor, lo cual hace que, la diferencia de temperatura se incremente considerablemente.. Cuando el flujo de la coraza es menor que el flujo de los tubos, se presenta una diferencia de temperatura (∆t) menor para cada una de las diferentes configuraciones de haces de tubos. Esto ocurre, porque para estas condiciones de flujo, el numerador de la expresión de ∆t disminuye ya que el caudal del fluido caliente es más pequeño. El denominador de esta expresión se hace más grande, ya que el caudal del fluido frío se aumenta. Por tal razón se obtiene una diferencia de temperatura menor para estas condiciones de flujo.. 50.

(62) IQ-2003-2-18. Una mayor transferencia de calor NO implica una mayor diferencia de temperatura en el agua fría (∆t). Esto se determinó, calculando la cantidad de calor que recibe el agua fría durante el proceso de transferencia de calor mediante la siguiente ecuación:. Q = ωc(t 2 − t1 ). Tabla 19. Cantidad de calor que recibe el agua fría para cada una de las configuraciones Caudal Coraza (L/min). Caudal Tubos (L/min). 15 15 30 30 30 30 15 15. 20 20 20 20 30 30 30 30. Q (W) Q (W) Q (W) Q (W) Q (W) Arreglo No 1 Arreglo No 2 Arreglo No 3 Arreglo No 4 Arreglo No 5. 11765.47 12180.96 15492.48 14411.90 17564.52 17496.28 12755.39 13341.33. 9833.83 10027.12 12825.07 13155.49 17445.62 15489.72 11455.53 10803.19. 9578.10 10381.34 12709.06 11390.51 14265.65 14000.99 10519.77 10074.52. 14126.86 12889.41 18529.09 17245.32 20216.55 19040.20 14478.22 13173.83. 11729.51 11436.04 14987.26 14514.45 17123.06 16115.01 12703.41 11877.10. Al comparar la tabla No 18 con la tabla No 19, se analiza que efectivamente una mayor diferencia de temperatura no implica una mayor transferencia de calor. Esto se ve claramente cuando se tiene un caudal del lado de la coraza (Caliente), mayor al caudal del lado de los tubos, ya que en este caso,. se obtiene la mayor diferencia de. temperatura, pero no se obtiene la mayor transferencia de calor. Este fenómeno se debe a que el calor transferido depende más de los flujos másicos del sistema y de las capacidades caloríficas que de las mismas diferencias de temperatura.. Q = ωc∆t. ω = ρVA En la tabla No19 se observa que efectivamente hay una mayor transferencia de calor cuando los caudales, del fluido frió y del fluido caliente son máximos. Esto se debe a que. 51.

(63) IQ-2003-2-18. al haber un mayor flujo, hay una mayor velocidad en el sistema, lo cual implica un mayor número de Reynolds (Re), por lo tanto la turbulencia en el sistema va a ser mayor. Al haber una mayor turbulencia, los coeficientes de película (h) tanto en el lado de la coraza como en el lado de los tubos van a ser mayores . Es por esto, que la transferencia de calor por convección aumenta considerablemente. en la coraza, y. en los tubos. Al. aumentar el coeficiente de película, aumenta el coeficiente global de transferencia de calor y por lo tanto se observa una mayor cantidad de calor transferido.. En esta tabla también, se evidencia que la menor transferencia de calor se obtiene cuando los caudales del fluido caliente y del fluido frió son mínimos. Esto se debe a que las velocidades del sistema en este caso son menores a las del caso anterior. Al haber menor velocidad en el sistema, el número de Reynolds tiende a ser más pequeño y por lo tanto la turbulencia va a disminuir. Es por esto, que los coeficientes de película se van haciendo más pequeños y por lo tanto el coeficiente global de transferencia de calor disminuye.. Para analizar como. influye el tipo de configuración de haces de tubos. sobre la. transferencia de calor, se optó por comparar la cantidad de calor transferido, cuando se utilizan las diferentes configuraciones bajo unas mismas condiciones de flujo. Debido a que todas las pruebas se hicieron por duplicado, ya que así lo establecía el modelo de experimentación utilizado, se decidió tomar el promedio aritmético del calor recibido por el fluido frío (Q) para cada una de las cinco configuraciones, con el fin de facilitar este análisis. Los resultados obtenidos se muestran en las siguientes figuras:. 52.

(64) IQ-2003-2-18. Caudal coraza 15 L/min, Caudal Tubos 20L/min 14000.00. 13508.14 11973.21. 12000.00. 11582.77 9930.47. 9578.10. 10000.00 Calor Transferido Q(W). 8000.00 6000.00 4000.00 2000.00 0.00 Arreglo 1 Arreglo 2 Arreglo 3 Arreglo 4 Arreglo 5. Figura 5. Calor transferido por los diferentes haces de tubos para la primera condición de flujo. Caudal Coraza 30 L/min, Caudal Tubos 20 L/min 17887.20. 18000.00 16000.00 14000.00 12000.00 10000.00 8000.00 6000.00 4000.00 2000.00 0.00. 14952.19. 14750.85 12990.28. 12049.78. Calor Transferido Q (W). Arreglo 1 Arreglo 2 Arreglo 3 Arreglo 4 Arreglo 5. Figura 6. Calor transferido por los diferentes haces de tubos para la segunda condición de flujo. 53.

(65) IQ-2003-2-18. Caudal Coraza 30L/min, Caudal Tubos 30L/min 19628.37. 20000.00. 17530.40. 16467.67. 16619.04 14133.32. 15000.00 10000.00. Calor Transferido Q(W). 5000.00 0.00 Arreglo 1 Arreglo 2 Arreglo 3 Arreglo 4 Arreglo 5. Figura 7. Calor transferido por los diferentes haces de tubos para la tercera condición de flujo. Caudal Coraza 15L/min, Caudal tubos 30L/min 13826.03. 14000.00 12000.00. 13048.36. 12290.25 11129.36. 10297.14. 10000.00 8000.00 Calor transferido Q(W). 6000.00 4000.00 2000.00 0.00 Arreglo 1 Arreglo 2 Arreglo 3 Arreglo 4 Arreglo 5. Figura 8. Calor transferido por los diferentes haces de tubos para la cuarta condición de flujo. 54.