DISEÑO DE UN INTERCAMBIADOR DE CARCAZA Y TUBO

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1 UNIVERSIDAD NACIONAL EXPERIMENTAL FRANCISCO DE MIRANDA PROGRAMA DE INGENIERIA QUIMICA OPERACIONES UNITARIAS I DISEÑO DE UN INTERCAMBIADOR DE CARCAZA Y TUBO Prof. Ing. Mahuli A. González G.

2 DIFERENCIA DE TEMPERATURA MEDIA LOGARITMICA La diferencia de temperaturas en cada punto del intercambiador constituye la fuerza impulsora mediante la cual se transfiere el calor. En el intercambiador los fluidos pueden viajar en contracorriente, paralelo, flujo cruzado o una combinación de ellas, experimentado variaciones de temperatura que no son lineales a lo largo de su recorrido en el intercambiador. Así, la diferencia de temperatura entre los fluidos diferirá punto a punto en el intercambiador. Mediante un balance diferencial de energía en un punto del intercambiador; se llega a la conclusión de que el promedio logarítmico de la diferencia de temperaturas de los extremos del intercambiador representa la verdadera fuerza impulsora de un intercambiador en contracorriente o en paralelo, siendo a su vez estas medias logarítmicas para cada tipo de flujo, diferentes. La obtención de la diferencia de temperatura media logarítmica implica dos hipótesis importantes: los calores específicos no varían con la temperatura y los coeficientes de transferencia de calor por convección se mantienen constantes al atravesar el intercambiador de calor. Los fluidos se desplazan, por lo general, en corrientes del mismo sentido o en contracorriente. Ambos casos están representados por los perfiles de temperatura que se indican a continuación Contracorriente T L T i T t o T LMTD = (T - t ) - (T - t ) i i o o T i - t ln T - t o i o t i 0

3 Paralelo L 0 T o w w T i t T t t T t oi LMTD = (T - t ) - (T - t ) i i o o T i - t ln T - t o i o w w Para las diferentes configuraciones de flujo mostradas a continuación, calcule la diferencia de temperatura media logarítmica (LMTD) (7). A. Contracorriente Fluido caliente Fluido frío 300 F entra 150 F sale 200 F sale 100 F entra LMTD = ( ) - ( ) ln LMTD = F B. Paralelo Fluido caliente Fluido frío 300 F entra 150 F sale 200 F sale 100 F entra

4 LMTD = ( ) - ( ) ln LMTD = F A. Contracorriente Fluido caliente Fluido frío 300 F entra 200 F sale 200 F sale 150 F entra LMTD = ( ) - ( ) ln LMTD = F B. Paralelo Fluido caliente Fluido frío 300 F entra 200 F sale 200 F sale 150 F entra LMTD = ( ) - ( ) ln = 150 LMTD = 0 Observación: Si se quisiera construir un intercambiador con este arreglo y para este servicio particular, el área de transferencia sería infinita, lo cual no es ni económico ni prácticamente realizable.

5 A. Contracorriente Fluido caliente Fluido frío Vapor H 2 O 300 F (entra) 100 F entra Vapor H 2 O 300 F (sale) 275 F sale LMTD = ( ) - ( ) ln LMTD = F En Paralelo LMTD = ( ) - ( ) ln LMTD = F Si uno de los fluidos se comporta isotérmicamente es irrelevante la configuración del flujo. En ciertas aplicaciones puede ser ventajoso utilizar arreglos en cocorriente o paralelo en vez de contracorriente, motivado a que este arreglo de flujo produce una temperatura de pared más uniforme, lo que minimiza el stres térmico, origina una temperatura máxima más baja en la pared del tubo, lo cual eliminar problemas de ensuciamiento, descomposición del fluido y selección del material del tubo. Por una gran variedad de razones se prefieren los arreglos que son un compromiso entre co-corriente, contracorriente, cruzado, entre otros y al cálculo de LMTD se le debe aplicar un factor de corrección.

6 Figura Intercambiador 1 2 de carcaza y tubo En este tipo de arreglo, el primer paso por los tubos y el fluido de la carcaza están en contracorriente, mientras que el segundo pase por los tubos y el fluido por la carcaza están en paralelo. Kern, Wolverine tubemanship recomiendan no diseñar intercambiadores 1 2 con F T < Para cualquier arreglo, F T < 0.75 es inaceptable. En un intento para obtener valores de F T cercanos o iguales a uno, algunos fabricantes diseñan intercambiadores de carcaza y tubos con bafles longitudinales con la finalidad de obtener siempre flujos en contracorriente y obtener valores de F T = 1. Tales arreglos se conocen comúnmente como intercambiadores tipo (2-2) y son más efectivos que los (1-2) para la recuperación del calor.

7 Generalmente se utilizan dos o más pasos por los tubos y el uso de hasta 6 carcazas en serie es bastante común. Teóricamente, a medida que el número de carcazas tiende a infinito F T tiende a 1, debido a que el flujo se aproxima a flujo en contracorriente. La literatura abierta reporta un gran número de figuras para calcular F T para estos tipos de arreglos. DISPOSICIÓN DE LOS FLUIDOS Las reglas aplicables para determinar que fluido va por el casco y cual por los tubos son: 1.- El fluido a mayor presión va en los tubos. 2.- El fluido más corrosivo va en los tubos. 3.- Los fluidos más sucios van en los tubos. 4.- El fluido con menor pérdida de presión va en el casco. 5.- El fluido a condensar en el casco. TEMPERATURA DE LA PARED Es importante porque permite verificar si el material del tubo es apropiado para el proceso y además, se requiere para el diseño térmico cuando las propiedades de transporte de los fluidos varían a lo largo del intercambiador. φ = coeficiente de corrección por viscosidad µ φ = µ w Donde: µ = viscosidad en el seno del líquido µ w = viscosidad a la temperatura de la pared

8 En el caso de líquidos, la viscosidad disminuye al aumentar la temperatura y φ es mayor que uno si el líquido se calienta y menor que uno si se enfría. Para gases y líquidos no viscosos φ generalmente se asume igual a uno. Debido a la variación de la viscosidad de los fluidos caliente y frío a lo largo del intercambiador los coeficientes individuales de transferencia de calor también lo hacen así como, el coeficiente global de transferencia Uo. El uso de las temperaturas calóricas para determinar las propiedades de los fluidos, es una excelente aproximación para considerar el efecto del cambio de la viscosidad con respecto a la longitud del intercambiador. La temperatura calórica del fluido caliente T c se expresa por: T c = T salida + F c (T entrada T salida ) y para el fluido frío t c = t entrada + F c (t salida t entrada ) F c es la fracción calórica Para hidrocarburos F c se obtiene conociendo los rangos de temperatura, la gravedad API y los valores del factor K c de los cuales, se toma el mayor por ser el de la película controlante. En la figura se presenta lo anteriormente expuesto.

9 Figura 1. Relación entre los terminales caliente y fría Vs-Fc Las propiedades de transporte de los fluidos se evalúan a las temperaturas calóricas respectivas, de las correlaciones experimentales se calculan los coeficientes individuales de transferencia como una función de φ y se obtienen los valores de ho/φs y hi/φt para el lado de la carcaza y los tubos respectivamente. Si el fluido caliente circula por el exterior del tubo, la temperatura de la pared se calcula utilizando cualesquiera de las siguientes ecuaciones: tw = tc + h o / φs (T - t ) h io / φt + h o / φs c c

10 t = T - w c h io / φt Tc - t c ) h / φ + h / φ ( io t o s si el fluido caliente circula dentro del tubo t = t + w c h io / φt Tc - t c ) h / φ + h / φ ( io t o s t = t - w c h o / φs Tc - t c ) h / φ + h / φ ( io t o s donde: t w es la temperatura de la pared h io = h i D D i E Se evalúa la viscosidad a la temperatura de la pared (t w ) y se corrige el valor de los coeficientes individuales de transferencia de calor, multiplicando los valores obtenidos en función de φ por (µ/µ w ) DISEÑO DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR DE CARCAZA Y TUBOS Conocidas las condiciones de proceso de los fluidos tales como: temperaturas de entrada y salida, flujos másicos, caídas de presión permitidas y factores de ensuciamiento. El diseño de un intercambiador de calor consiste en un conjunto sistemático de cálculos de suposiciones y pruebas, mediante comparación con parámetros preestablecidos como lo son el área de intercambio de calor y caída de presión permisibles para cada fluido en el lugar respectivo de circulación. Si la comparación no resulta satisfactoria en base a ciertos criterios que se establecerán en una sección posterior, se debe iniciar una nueva prueba cambiando algunos parámetros supuestos inicialmente como por ejemplo

11 coeficiente de diseño, numero de pasos por los tubos, tamaño de carcasa, espaciado entre los deflectores y otros. En el diseño de un intercambiador de calor, es importante conocer el efecto que producen las variables que intervienen en él, tales como dimensiones, arreglos de tubo, espaciado entre los deflectores, velocidades másicas, las que producen cambios en los coeficientes de transferencia de calor individuales y globales, repercutiendo en forma directa sobre el área de transferencia de calor del equipo. Conocer los cambios que introducen las variables de diseño sobre este, permite reducir tiempo considerable en el método de prueba y error que será aplicado para estimar el intercambiador necesitado para un servicio en particular. Iniciando los tanteos en base a recomendaciones de tipo practico y modificando las variables según criterios a exponer se consigue en pocas pruebas el diseño solicitado. PROCEDIMIENTO GENERAL DE DISEÑO En el diseño de un intercambiador de calor, las incógnitas existentes son el coeficiente global de transferencia de calor (U o ) y el área de transferencia de calor. Si se supone un valor de U o obtenido según valores dados para combinaciones de las sustancias mas comunes en experiencias, se puede obtener un primer valor de prueba del área. Combinando el valor del área con una longitud, diámetro interno y arreglo de tubos se puede determinar el tamaño de una carcasa que servirá de prueba en el diseño. Luego de determinar el lugar de circulación de los fluidos en base a recomendaciones dadas se elige un numero de pasos de prueba para los tubos. Los mayores números de pasos producen mayores coeficientes de transferencia de calor acompañados de mayores caídas de presión en los tubos. Las pruebas del numero de pasos en los tubos pueden iniciarse comenzando por los mayores valores tratando de situar la velocidad másica entre Lb/h y Lb/h para fluidos con una caída de presión permisible de 10 Psi. Un numero de pasos

12 por los tubos supuesto satisfactoriamente conduce a un valor del coeficiente de transferencia de calor del lado de los tubos h i mayor que el valor del U o supuesto y la caída de presión no excederá la permitida para el fluido en cuestión. Si el numero de pasos es incorrecto, la caída de presión es mayor que la tolerada y será necesario disminuir el numero de pasos al inmediato inferior, seleccionando un nuevo numero de tubos y efectuando el calculo correspondiente una vez mas. Una alternativa que existe cuando para una carcaza dada ninguno de los pasos permite una caída de presión razonable, es disminuir o aumentar el tamaño de la carcasa e iniciar el tanteo con el numero de pasos nuevamente. Entendiéndose por caída de presión no razonable aquella demasiada pequeña (inferior a 0,5 psi) o aquella que supere los 10 psi, que es lo considerado económicamente razonable. Satisfechos los requerimientos de caída de presión para el lado de los tubos el calculo se desplaza hacia el lado de la carcaza. Se inicia la prueba asumiendo un espaciado entre los deflectores (B) que puede variar en un amplio rango 1/5 Di`< B < Di` siendo Di`, el diámetro interno de la carcaza. El calculo se puede iniciar partiendo del menor de los espaciados 1/5 Di`, que origina mayor turbulencia produciendo mayores coeficientes de transferencia de calor a expensas de mayor caída de presión. Mientras menor es el corte de los deflectores, mayor es la turbulencia provocada, mayores son los coeficientes de transferencia de calor y mayores son las caídas de presión en la carcasa. La experiencia ha demostrado que cortes de 25% dan coeficientes bastante altos con valores moderados de caídas de presión. Es recomendable no operar con las condiciones extremas del espaciado de deflectores, ya que distancias muy cortas pueden producir excesivas fugas entre los deflectores y la carcasa, y muy amplias tienden a convertir el flujo en axial en

13 lugar de a través del haz de tubos lo que disminuirá el coeficiente de transferencia de calor. El espaciado de los deflectores se revisa mediante el calculo de la caída de presión. Cuando se consigna un espaciado que satisfaga la caída de presión, se procede a estimar el coeficiente de transferencia de calor para la carcasa. Se evalúa el coeficiente de transferencia de calor U o requerido por el problema haciendo uso del factor de obstrucción combinado para las dos corrientes de fluido. Se determina el área de transmisión requerida y se procede a compararla con el área disponible de acuerdo al tipo de arreglo seleccionado. Si el área disponible es superior al área requerida en mas del 15% se ha supuesto un coeficiente U o muy bajo y debe aumentarse. Puede aumentarse seleccionando el tamaño de carcasa inmediato inferior e ir disminuyéndolo gradualmente o tomar el U o requerido por el problema en el ultimo calculo, disminuirlo entre 5% y 10% e iniciar de nuevo el calculo. Si el exceso de área esta ubicado entre un 10% y 15% y se requiere bastante proximidad a las temperaturas de proceso se puede variar un poco mas los bafles separándolos hasta alcanzar solo un exceso de área inferior al 10%. Al espaciar los deflectores el coeficiente de transferencia de calor por que se aproxima al área disponible. Si el área requerida por el problema es inferior al área disponible se ha supuesto un U D muy alto. Se amplia la carcasa al tamaño inmediato superior o se disminuye el valor del U D obtenido en el problema entre 5% y 10% según la deficiencia del área y se evalúa de nuevo el problema hasta que sea satisfactoria la condición impuesta al área. Si el área obtenida es solo inferior en 10% a la requerida, el problema esta terminado.

14 Todo el planteamiento hecho para la estimación del intercambiador apropiado al servicio exigido, debe conducir al intercambiador mas pequeño posible que cumpla con los requerimientos antes expuestos. CALCULO TIPICO DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR DE CARCASA Y TUBOS El diseño de un intercambiador de calor o asociación de varios de estos en serie, se deben seguir en forma sistemática el orden de calculo a presentar. 1. Especificar las condiciones de proceso de los fluidos como temperaturas de entrada y de salida, flujos másicos, caídas de presión toleradas a cada fluido y factores de obstrucción. 2. Empleando las condiciones de proceso para cada fluido, se determina el calor especifico a la temperatura media de cada uno y se determina el calor a transferir. Q = W. Cp. T = w. c. T 3. Se determina la diferencia de temperatura media logarítmica, LMTD. LMTD = T! t! T! t! Ln T! t! T! t! siendo T: fluido caliente; t: fluido frio; 1: Entrada; 2: Salida Se determina el factor F de corrección de la LMTD para un arreglo 1-2. Si es menor a 0,75 se determina para arreglos 2-4, 3-6, 4-8, 5-10, y así sucesivamente hasta encontrar el que supere 0,75. De acuerdo al arreglo satisfactorio se determina el arreglo de intercambiador a usar en el diseño. 4. Se determinan las temperaturas de diseño para cada fluido. Se determina la viscosidad de los fluidos a T ci y T ho (terminal frio), el rango de enfriamiento o calentamiento de cada uno y la diferencia de temperatura entre los mismos en cada extremo del intercambiador. Si se cumple que: La viscosidad para ambos fluidos es inferior a 1cP El rango de temperatura esta entre 50 y 100ºF

15 La diferencia de temperatura en los extremos es inferior a 50ºF Se pueden aproximar las temperatura de diseño del intercambiador a las temperaturas medias de cada fluido y el factor φ de corrección puede asumirse como la unidad para fluido no viscoso. En caso contrario deben evaluarse las temperaturas calóricas. 5. Si se fijan las características de los tubos o se siguen las recomendaciones dadas por el problema en particular para algún tipo especifico de tubos. Teniendo presente el espacio que puede ocupar el intercambiador, se recomienda el empleo de longitudes grandes de tubos como 16 o 20 pies, así como un arreglo en el cabezal de tubos de tipo triangular. Si se han de fijar las características del tubo, se recomienda iniciar las pruebas con tubos de diámetros pequeños como ¾ de diámetro externo y aumentarlo si es necesario, siempre y cuando el fluido no sea muy corrosivo o presente características de ensuciamiento en cuyo caso se recomiendan diámetros externos mayores como 1, 1 ¼ o 11/2 para condiciones muy severas en cuanto a deposición de solidos con formación de incrustaciones. Una primera aproximación de tubos a utilizar es : Diámetro 3/4 in, Separación triangular a 1 in con 16 ft de largo y espesor 14 BWG. Estas recomendaciones conducen a obtener altos coeficientes de transferencia de calor, que se traducen en una reducción del área de transferencia y consecuentemente en la economía de costo y mantenimiento del equipo. Si el arreglo supuesto conduce a caídas de presión muy elevadas se procede a aumentar el diámetro o la longitud a cambiar el arreglo por un tipo cuadrado. 6. Se procede a la selección del coeficiente total de transferencia de calor U o como primera prueba. Se supone un valor tentativo de U o de la Tabla 1 y 2, asumiendo el mas alto posible para garantizar un área mínima. En esta tabla aparecen combinaciones para las sustancias mas comunes en el intercambio calórico en el lado de los tubos y en la carcasa, basadas en datos

16 experimentales. Para el uso de la tabla los compuestos orgánicos de acuerdo a su viscosidad se clasifican así: Livianos: µ < 0.5 cp Medios: 0.5 cp < µ < 1 cp Pesados: µ > 1cP 7. Mediante la ecuación de diseño, se determina el área de transferencia de calor. Ao = Q Uo. MTD Con el diámetro externo y la longitud del tubo seleccionada se calcula el nmero de tubos para iniciar el tanteo por intercambiador. Nt = Ao π. D!"#. L 8. Se determina el sitio de circulación para cada fluido en base a los criterios recomendados. 9. Debe asumirse un numero de pasos por los tubos para cada intercambiador igual para todo arreglo si existe mas de un intercambiador. Puede asumirse el numero mas alto posible de pasos y chequear en forma rápida que la velocidad másica no exceda Lb/h.pie 2 fijando el que cumpla esta restricción. Un alto numero de pasos conduce a altos coeficientes de transferencia de calor. 10. Con el numero de tubos aproximado calculado anteriormente, el numero de pasos supuesto y el arreglo de tubos fijado se determina en las Tablas 4 y 5, el numero mas cercano de tubos al anterior que puede ser superior o inferior. Este será el numero de tubos supuesto por cada intercambiador asociado al arreglo si existe. De esta forma queda seleccionado un tamaño de carcasa de prueba que se lee también en dichas tablas.

17 11. Se determina el área de intercambio calórico por intercambiador en base al numero de tubos y longitud de los mismos antes hallada. Ao = Nt. π. D!"#. L Se calcula el área total del arreglo si existe o del intercambiador solo, y se evalúa el coeficiente de diseño nuevo o el valor corregido del supuesto inicialmente. Uo = Q Ao. MTD Calculo del lado de los tubos: 12. Se determina el área de flujo por intercambiador y numero de pasos por los tubos. Se calcula la velocidad másica correspondiente. a! = N!a`! 144. n siendo N! : Numero de tubos; a`!: Area de flujo por tubo, (pulg! ); n: Numero de pasos en los tubos El área de flujo por tubo se obtiene en la Tabla 6 de los anexos. G! = w a! ; Lb h. (pie! ) donde: w: Flujo masico del fluido; a! : area de flujo del fluido por los tubos 13. Se determinan el calor especifico, la viscosidad y la conductividad térmica para el fluido que circula por los tubos a la temperatura calórica o media (según sea el caso). Se determina el numero de Reynolds en los tubos. Re! = D!"#$%"&. G! μ El diámetro interno se obtiene de la Tabla 6. D!"#$%"& : Diametro interno del tubo, pies ; G! = Velocidad masica para los tubos, μ = viscosidad del fluido por los tubos, Para transformar viscosidad, centipoises 2,42 =!"#!"#.! Lbm h. pie! Lbm h. pie

18 14. Se determina el valor del coeficiente de transferencia de calor del lado de los tubos, h i, asumiendo inicialmente que el factor de corrección de viscosidades es igual a la unidad lo que luego será comprobado. h! = j! k D Cp. μ k!/! φ! j! : Factor para transferencia de calor, adimensional k: Conductividad termica, BTU/(h)(pie! )(ºF pie) ; Cp = Calor especifico del fluido, BTU h. ºF μ: Viscosidad, centipoises 2,42 = Lb/(pie)(h) φ = Relacion de viscosidad, μ μ!!,!" D: Diametro interior de los tubos, pies h!" φ! = h! φ! DI DE El coeficiente obtenido se corrige para el área referida al diámetro exterior. Si el valor de h io es relativamente mayor que el valor del U o corregido se procede a determinar la caída de presión en los tubos. En caso de ser h io menor que el U o corregido debe aumentarse el área de transferencia supuesta disminuyendo U o. Puede aumentarse el área aumentando el tamaño de la carcasa al inmediato superior e iniciar de nuevo la prueba con la suposición del numero de pasos hasta satisfacer esta condición. f. G!!. L. n P! = 5,22. 10!". D. S. φ! ΔP! : Caida de presión de los tubos, Lbf pulg! f: factor de fricción, pies! pulg! ; L: longitud del tubo, (pies) D: Diametro interior de los tubos, pies ; n: número de pasos en los tubos G! : Velocidad masica, Lb h. pie! ; S: Densidad relativa; φ = Relación de viscosidad, μ μ!!,!"

19 ΔP! = 4. n. S. V! 2. g ΔP! : Caida de presión de regreso; Lbf pulg! n: Numero de pasos en los tubos; V: Velocidad, (pps) S: Densidad relativa; g : Aceleracion de gravedad, ( pies s ) ΔP! = ΔP! + ΔP! Calculo del lado de la carcaza: 15. Se supone un espaciado de deflectores acotado entre 1/5.Di < B < Di el diámetro interno de la carcasa, teniendo en cuenta que los menores espaciados entre deflectores producen mayores coeficientes de transferencia de calor pero también mayores caídas de presión. El calculo se puede iniciar con 1/5.Di e ir aumentándolo hasta que se cumpla con la caída de presión impuesta al fluido en la carcaza. 16. Se evalúa el área de flujo a través del banco de tubos para un intercambiador de un solo paso en la carcaza bien sea uno o varios asociados en serie. donde a! = DI C B 144 P! a! : Area de flujo de la carcaza (pies); DI: diametro interno de la carcaza pulg ; C : Claro o ligadura pulg B: Espaciado del deflector pulg ; P! : Espaciado entre tubos adyacentes pulg Para un intercambiador 2-4 el flujo será la mitad por la presencia del bafle longitudinal. Se evalúa la velocidad másica del fluido. G! = W a! W: Flujo masico del fluido Lbm h ;

20 a! : area de flujo del fluido por la carcaza pies! 17. Se determinan el calor especifico, la viscosidad y la conductividad térmica para el fluido que circula en la carcasa a la temperatura calórica o media (según sea el caso), y se determina el numero de Reynolds para la carcasa. Re! = D!. G! μ D! = Diametro equivalente para transferencia de calor y caida de presion, (pies) G! = Velocidad masica para la carcaza μ = viscosidad del fluido por la carcaza, Lbm h. pie! Lbm h. pie 18. Se calcula la caída de presión en la carcasa. Se asume que el factor de corrección de viscosidades es similar a la unidad para luego corregirse. Para un arreglo del tipo 2-4, el numero de cruces (N+1) será el doble al estar colocados los bafles arriba y abajo del deflector longitudinal. Para un arreglo en serie el numero de cruces será el numero de cruces por intercambiador por el numero de intercambiadores asociados en serie. ΔP = f. Numero de cruces, D!. (N + 1). D! 5,22. 10!". S. φ! G!! N + 1 = 12 L B f: factor de fricción, pie! pulg! ; D! : Diametro interno de la carcaza, pies ; D! : Diametro equivalente para la transferencia de calor y caida de presion, pulg G! : Velocidad masica, Lb h. pie! ; S: Densidad relativa;!,!" φ = Relación de viscosidad, μ μ! Si la caída de presión es superior al valor impuesto al fluido en la carcasa (10 psi usualmente) se procede a ampliar el espaciado de los bafles hasta que sea

21 satisfactorio. De ser las caídas de presión muy elevadas se puede cambiar el corte de deflectores de 25% a 35% o 45% según sea el caso. 19. Se determina el valor del coeficiente de transferencia de calor del lado de la carcasa, ho; asumiendo inicialmente que el factor de corrección de viscosidades es igual a la unidad, lo que luego será comprobado. k h! = j!.. D! Cp. μ k!/!. φ! j! : Factor para transferencia de calor, adimensional k: Conductividad termica, BTU/(h)(pie! )(ºF pie) ; Cp = Calor especifico del fluido, BTU h. ºF μ: Viscosidad, centipoises 2,42 = Lb/(pie)(h) φ = Relación de viscosidad, μ μ!!,!" D! : Diametro equivalente para la transferencia de calor, pies 20. Para el primer chequeo del área en exceso sobre la requerida se puede prescindir del calculo de la temperatura de la pared para evaluar los factores de corrección de viscosidades y corregir los coeficientes. De esta manera se esta seguro de que la solución es correcta. Si el área en exceso cumple los requisitos o se esta efectuando la segunda prueba se determinan las temperaturas de la pared correspondientes. Si estas difieren apreciablemente de la temperatura de diseño de los fluidos, media o calórica, se determinan los factores de corrección evaluando la viscosidad de cada fluido a la temperatura de pared correspondiente y se corrigen los coeficientes de transferencia de calor. Recuerde que esto implica un proceso iterativo hasta que se logre la convergencia en cada una de las temperaturas de pared correspondientes. 21. Se determina el valor del coeficiente global de transferencia de calor Uo empleando los factores de obstrucción para cada corriente.

22 1 U! = 1 h + 1!" h + r! + r! + r!"! 22. Mediante la ecuación de diseño se evalúa el área requerida por el problema y se compara con el área disponible calculada en base al numero de tubos, longitud y diámetros elegidos. Se presentan dos casos: Ao = Q Uo. MTD a) Si el área requerida es superior a la disponible se ha supuesto un valor de Uo muy alto y debe disminuir aumentando el tamaño de la carcasa al inmediato superior; o de una forma un poco mas rápida disminuyendo el Uo supuesto anteriormente en un 5% aproximadamente y repitiendo el calculo. b) Si el área disponible es superior a la requerida se tiene que: Si el área en exceso es inferior al 10%, el problema se considera terminado. Si el área en exceso esta ubicada entre un 10% y 15% y las condiciones de proceso exigen una buena cercanía de temperaturas de salida pueden espaciarse los bafles para aumentar el área requerida hasta que el exceso del área sea inferior al 10%. Si se requiere mucha aproximación se procede a reducir el tamaño de la carcasa al inmediato inferior calculando de nuevo el intercambiador, en caso contrario se puede dar por terminado el problema. Si el porcentaje de exceso del área es superior al 15% se disminuye el tamaño de la carcasa al inmediato inferior en la tabla correspondiente al arreglo elegido, o se toma el valor de Uo obtenido en la ultima prueba y se disminuye en un 5% o 10% aproximadamente y se inicia de nuevo el calculo. 24. Cumplidos todos estos requisitos el intercambiador diseñado es el apropiado para el servicio deseado.

23 GUIAS TABLAS Y GRAFICOS PARA EL DISEÑO DE INTERCAMBIADORES DE CALOR

24 Tabla 1 Coeficientes totales de transferencia de calor típicos - U o Fluido enfriándose. Unidades de carcaza y tubos con tubos lisos Fluido calentándose U o (1) W/m 2 C Btu/hpie 2 F Intercambiadores Reflujo de tope de torre atmosférica Crudo Corte lateral N 3 atmosférico Crudo Recirculación a la torre atmosférica Crudo Fondos atmosféricos Crudo Crudo reducido Crudo vaporizado Aceite pobre ( Lean oil ) Aceite grasoso Efluente del hidrodesintegrador Alim. al hidrodesintegrador Efluente del reactor hidrogenerador Alim. al reactor hidrogenerador Efluente del hidrofinador Alimentación al hidrofinador Efluente del desbutanizador Alimentación al desbutanizador Efluente del termoreactor ( Power Alimentación al Power former ) former Alimentación al convertido de acetileno Efluente del conv. de acetileno DEA regenerada DEA sucia Mezcla de aceite de lechada y Alimentación al gasóleo catalizador Vapores de los serpentines de Gasóleo desintegración Cabecera de torre reprocesadora Alim. A la torre reprocesadora Tope del separador Alimentación al desbutanizador Enfriadores Agua Agua (2) Agua salobre Agua agria Fondo del desbutanizador Agua Productos de cabecera del Agua desbutanizador Productos de fondo del desbutanizador Agua Fondos de vacío Agua Aceite del absorbedor Agua Fondos del separador Agua Aceite delgado Agua Gasóleo pesado Agua DEA generada Agua Crudo reducido Agua Enfriadores de gas Aire, 186 kpa man. (27 psig) Agua Aire, 724 kpa man. (105 psig) Agua Aire, 2206 kpa man. (320 psig) Agua Gas del fraccionador primario Agua Vapores de hidrocarburos (30 P.M.) Agua Vapores de hidrocarburos (25 P.M.) Agua Propileno Agua Etileno Agua

25 Continuacion Tabla 1. Coeficientes totales de transferencia de calor típicos - Uo Fluido enfriándose. Unidades de carcaza y tubos con tubos lisos Fluido calentándose U o (1) Condensadores Cabecera torre atmosférica Agua Cabecera torre atmosférica Crudo Destilado torre atmosférica Agua Cabecera torre de vacío Agua Cabecera del desbutanizador Agua Cabecera del desetanizador Agua Cabecera del despentanizador Agua Cabecera de torre GPL Agua Efluente del hidrofinador Agua Cabecera del estabilizador Agua Cabecera del separador Agua Cabecera torre reprocesadora Agua Cabecera del regenerador de DEA Agua Cabecera del fraccionador primario Agua (50% co) Cabecera del fraccionador primario y Agua (25% co) productos Efluente del termoreactor ( Power Agua former ) Efluente del hidrodesintegrador Agua Propileno Agua Vapor de agua (3) Agua Refrigeradores Etileno (4) Propileno Cabecera del desmetanizador (4) Etileno Cabecera del desetanizador (4) Propileno Cabecera del despropanizador (4) Propileno Etileno Etileno Alimentación al desmetanizador Etileno Alimentación al desmetanizador Propileno Rehervidores Vapor de agua Fondos del desmetanizador Aceite pobre ( Lean oil ) Fondos del desmetanizador Vapor de agua Fondos del desetanizador Reflujo de tope de la torre atmosférica Fondos del desetanizador Vapor de agua Fondos del desepropanizador Vapor de agua Fondos del desbutanizador Reflujo de tope de la torre atmosférica Fondos del desbutanizador Fondo atmosférico Fondos del desbutanizador Vapor de agua Fondos del despentanizador Vapor de agua Fondos del desbencenizador Vapor de agua Fondos del destoluenizador Vapor de agua Fondos del separador Vapores químicos Fondos del separador

26 Continuacion Tabla 1. Coeficientes totales de transferencia de calor típicos - U o Fluido enfriándose. Unidades de carcaza y tubos con tubos lisos Fluido calentándose U o (1) Rehervidores (cont.) Vapor de agua Fondos del despojador Vapor de agua Fondos del estabilizador Vapor de agua Fondos torre reprocesadora Vapores químicos ( Dowtherm ) Fondos torre reprocesadora Vapor de agua Fondos de GPL Efluente del termoreactor ( Power Fondos estabilizador del former ) termoreactor ( Power former ) Vapor de agua Fondos del despojador de K 3 PO Vapor de agua Fondos del regenerador de DEA Vapores químicos ( Dowtherm ) Fenol Precalentadores Vapor de agua Alim. a torre isobutanizadora Vapor de agua Alim. a torre reprocesadora Vapor de agua Alim. a torre desbutanizadora Vapor de agua Alim. a reactor hidrogenador Fondo del estabilizador del termoreactor ( Power former ) Alimentación estabilizador termoreactor ( Power former ) Generadores de vapor Fondos de vacío Agua de caldera Recirculación de fondos de vacío Agua de caldera Lechada del fraccionador primario Agua de caldera Gas de chimenea Agua de caldera Efluente del reformador Agua de caldera Unidades con aletas (coeficientes basados en el área total externa) Nafta pesada Agua (1.8 m/s (6 pie/s) en el ánulo) Agua (0.9 m/s (3 pie/s) en el ánulo Nafta liviana Agua (1.8 m/s (6 pie/s) en el ánulo Agua (0.9 m/s (3 pie/s) en el ánulo K 3 PO 4 limpio Agua K 3 PO 4 limpio K 3 PO 4 sucio Notas: 1. Los coeficientes representan un rango de coeficientes típicos. En los casos donde se presenta un solo coeficiente, los coeficientes típicos pueden ser mayores o menores que el valor tabulado. 2. Coeficiente altamente dependiente de los factores de ensuciamiento. 3. Condensador de vapor de superficie. Refiérase al Heat Exchange Institute Standards for Steam Surface Condensers. 4. Servicio de condensación.

27 Tabla 2. Valores aproximados de los coeficientes globales de diseño FLUIDO CALIENTE FLUIDO FRIO U o (1) W/m 2 K Btu/hpie 2 F ENFRIADORES Agua Agua ** Metanol Agua ** Amoniaco Agua ** Soluciones acuosas Agua ** Organicos ligeros Agua Organicos medios Agua Organicos pesados Agua Gases Agua Agua Salmuera Organicos ligeros Salmuera CALENTADORES Vapor de agua Agua ** Vapor de agua Metanol ** Vapor de agua Amoniaco ** Vapor de agua Sol acuosa <2.0 cp Vapor de agua Sol acuosa 2.0 cp ** Vapor de agua Organicos ligeros Vapor de agua Organicos medios Vapor de agua Organicos pesados Vapor de agua Gases INTERCAMBIADORES Agua Agua ** Soluciones acuosas Soluciones acuosas ** Organicos ligeros Organicos ligeros Organicos medios Organicos medios Organicos pesados Organicos pesados Organicos pesados Organicos ligeros Organicos ligeros Organicos pesados *Los valores incluyen un factor de obstrucción total de h.pie 2.ºF/Btu y una caída de presión permisible de 5 a 10psi en la corriente que controle. **Factor de obstrucción total de h.pie 2.ºF/Btu

28 Tabla 3. Disposición de los arreglos de tubos FIG. 17. Factor F de temperatura calbrica. (Standards of Tubular Exchanger Manufacbrers Association, 2a. ed., New York, 1949)

29 Tabla 4. Disposición de los espejos de tubos. Arreglo cuadrado Carcaza Tubos de ¾ de, arreglo de 1 Tubos de 1 DE, arreglo en de 1 ¼ DI, plg 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P ¼ ¼ ¼ ¼ ¼ ¼ Carcaza DI, plg Tubos de 1 ¼ DE arreglo de 1 9/16 Tubos de1 ¼ DE arreglo de 1 7/8 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P ¼ ¼ ¼ ¼ ¼ ¼

30 Tabla 5. Disposición de los espejos de tubos. Arreglo triangular Carcaza Tubos de ¾ de, arreglo de 15/16 Tubos de ¾ DE, arreglo en de 1 DI, plg 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P ¼ ¼ ¼ ¼ ¼ ¼ Carcaza Tubos de 1 DE arreglo de 1 ¼ Tubos de1 ¼ DE arreglo de 1 9/16 DI, plg 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P ¼ ¼ ¼ ¼ ¼ ¼

31 Tabla 5. Disposición de los espejos de tubos. Arreglo triangular (Continuación) Tubos de 1 ½ DE, arreglo de 1 Carcaza 7/8 DI, plg 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P ¼ ¼ ¼ ¼ ¼ ¼

32 Tabla 6. Datos de tubos para condensadores e intercambiadores de calor

33

34 t241 &Iz ts-tl ' = T,-t, J FIG. 19. Factores de corrección MLDT para intercambiadores 2-4. (Standards of Tubular Exchanger Manufacturers As- E sociatim!2u. ed., New York, 1949)

35 i 0.6 Factor de mmccih FT pwa YLDT. 3 pesos cn Ir mnzc, 6 n nis ESSOS en los tubos T L, t Ez Tc I FIG. 20. Factores de coacción MLDT para intercambiadores 3-6. (Standards of T-lar Emchanger Manufacturers Association, 2.a. ed., New York 1949) CJI is

36 0.6 se tz-tr R.a - - Tl-t1 Factores de corrección MLDT para intercambiadores 48. (Stanaards of Tubular hxchanger Manuracturers sociutfon, 2a. ed., New York, 1949) As- FIG. 21.

37 a 0.6 Il u 0.6 s F a c t w d e -i ó n f r u u a Y L D T. FIG. 22. Pgctores de correcci6n MLDT para intercambiadores (Standards of Tubular Exchanger Manufmffrsers Association, 2x1. ed., New York, 1949) f

38 952 PROCESOS DE TBANS PImENcxA Ds CALorn TABLA 12. FACTORES DE OBSTBUCCION* (Continúa) Aceite refinado Unidades para eliminar ceras : Aceite refinado enfriado Aceite lubricante por agua Solvente Vapores de la torre de burbujeo Calentamiento de mezcla Residuo aceite-cera..., Unidades de absorción:.... Gas Enfriamiento de mezcla Aceite graso aceite-cera j CORRIENTES DE, ACEITE CRUDO ~ _ i O-1998 F _,_,_- ---_ ~--~, F F y más L-- - ~.I -<-. Velocidad, pps --_. --r--=-=hiiios[ 24 i4 I de 2 1pies: o _ -. i _ 1 ~. ~-i- _ -1 i...-.->. - Standards of Tubular Exchanget Manufacturers Asso-. %d ed.. New York, : Deben tomarse precauciones contra la depositacih de cera. B Se refiere a un crudo húmedo-cualquier crudo que no ha sido deshidratado.

39 APILNDICL 851 TABLA 12. FACTORES DE OBSTRUCCION * (Continúa) Gases de escape de máquinas Diesel.. Vapores orgánicos. Vapor (sin aceite). Vapores de alcohol. Vapor, de escape (con aceite).. Vapores refrigerantes (condensando de compresores reciprocantes).... Aire... Vapores superiores en condensadores enfriados por agua: De la torre de burbujeo (condensador final)... Del tanque flash... Cortes intermedios : Aceite.. Para agua... Fondos residuales, menos de 20 API Fondos residuales, más de 20 API. _. Estabilizador de gasolina natural : Alimento....k Vapores superiores _ Enfriadores de producto e intercambiadores. Calderetas de producto Unidades de eliminación de HS:, Para vapores superiores Intercambiadores enfriadores de solución Caldereta Unidades de Cracking: Alimento gas-oil : Menos de 500 F F y más Alimento de nafta: Menos de 500 F. Más de 500 F Separador de vapores vapores del separador, tanque flash, y vaporizac :or) Unidades de destilación atmosférica : Vapores superiores sin tratar.. Vapores superiores tratados Cortes intermedios. Unidades de destilación al vacío : Vapores superiores a aceite : De la torre de burbujeo (condensador parcial) Del tanque flash (sin reflujo apreciable).. Aceite delgado.. Vapores superiores.... Gasolina... Debutanizador, Depropanizador, Depentanizador y unidades de Alkilación: Alimento.... Vapores superiores. Enfriadores de producto. Calderetas de producto.. Alimento del reactor.... Unidades de tratamiento de lubricantes : Alimento de aceite solvente Vapores superiores. Aceite refinado.... Intercambiadores calentadores de aceite refinado enfriados por agua 1.. Gomas y breas: Generadores de vapor enfriados por aceite Enfriados por agua Solvente.... Unidades desasfaltizadoras : Aceite de alimento. Solvente.... Asfalto y resina: Generadores de vapor enfriados por aceite Enfriados por agua Vapores de solvente 0.001

40 950 PROCESOS DE TEANS FERRNCIh DB CALOR TABLA 12. FACTORES DE OBSTBUCCION * Temperatura I del medio calefactor.... Temperatura del agua.. i Agua Agua de mar...,... Salmuera natural... Torre de enfriamiento y tanque con rocío artificial : Agua de compensación tratada... Sin tratar... Agua de la ciudad o de pozo (como Grandes Lagos)... Grandes Lagos... Agua de río: Mínimo... Mississippi... Delaware, Schylkill... East Biver y New York Bay... Canal sanitario de Chicago... Lodosa o turbia... Dura (más de 15 granos/gal)... Enfriamiento de máquinas... Destilada... Alimentación tratada para calderas... Purga de calderas...,.. -_-_ ~ ,---- -~_._lll I_- Hasta ~. 240 F F o menos Velocidad del agua, Pps pies meno O.o!Il T- r 1 Más de 3 pies , F... _ -~ t _. -..._.-._- Más de 125 F Velocidad del agua. Pps 3 pies Más de menos 3 pies ~ r io.oo I jo.004 t Las cifras de las bltimas dos columnas se basan en una teniperatura del medio calefactor de 240 a 400 F. Si la temperatura de este medio es mayor de 400 F. y si se sabe que el medio enfriador forma depósitos, estas cifras deben modificarse convenientemente. FRACCIONES DE PETROLEO Aceites (industriales) : Combustolio. Aceite de recirculación limpi0.. Aceites para maquinarias y transformadores. Aceite para quenching... Aceites vegetales... Gases, vapores (industriales) : Gas de hornos de coque, gas manufacturado... Líquidos (industriales) : Orgánicos Lfquidos refrigerantes, ca lefacción, enfriadores, o evaporantes Salmueras (enfriamiento) Unidades de destilación atmosférica : Fondos residuales, menos de 25 API Fondos residuales, de API o más..,

41 FIC. 29. Factores de fricción lado de la coraza, para haces de tubos con deflectores segmentados 25%

42 Re ; eur s r 171~. 28. Curva de transferencia de calor para lado de la coraza con haz de tubos,con deflectores negmentados 25%

43 PROCESOS DB TRANSFERENCIA DB CALOB FIG. 27. Mas8 telocidad. Ib/h (pie ) Pérdida de presión por retorno, lado de tubos

44 bp= fxgxlxll f xgfrlxtl + 2rq*pxDx~,=55.22x~O DxDrsx~+ 26. Factores de fricción, para lado de tubo. (Standards Exchanger Ikfanufacturers Associatton, 2a. 6 New YMk, 1949) P

45 940 PROCESOS DE TRANSPEREN CIA DB CALOR Diiuebm inkd~~ 6r.I tubo, DlO FIG. 25. Curva de transferencia de calor, agua en los tubos. [Adaptada Eagk y Fergusm, Proc Rog., Soc. A127, 540 (1930)] de

46 R+u. = Pea del fluida qua fluye, Ib/h = Visoxidad I I r temlmtun alárica, Ib/He X h = Viscosidad t Ir temfemtm de fm pmd del tubo, Re=5 FIG. 24. Cunta de calor lado de tubos. (Adaptada & Skdet y Tute)

47 FIG. 17. Factor F de temperatura calbrica. (Standards of Tubular Exchanger Manufacbrers Association, 2a. ed., New York, 1949)

48 FIG. 16. viuoridld, mtipoim Valores de k(c/+)w para hidrocarburos L

49 930 PBOCESOS DB TBANSFBBBNCXA DB CALOR nmpu8tun ❽ F , ---loo Centipoiies r y- *Oo I f mo -= Y x FIG. 15. Viscosidades de Gases. (Peny, Chemical Engineers Handbook, 3d ed., McGraw-Hill Book Company, Inc., New York, 1950)

50 * De Pew, J. H., b.. New York VISCOSIDADES DE GASES Para usarse como Coordenadas con la Fig. 15 Gas _-- Acetato de Etilo.. Acetona... Acetileno... Acido Acético... Agua... Aíre *. Alcohol Etílico... Alcohol Metílico. Alcohol Propílico... Amoniaco... Argón... Benceno... Bromo... Buteno... Butileno... Bióxido de Azufre... Bióxido de Carbono... Bisulfuro de Carbono... Bromuro de Hidrógeno... Cianógeno... Ciclobexano... Cianuro de Hidrogeno... Cloro... Cloroformo... Cloruro de Etilo... Cloruro de Hfdrbgeno... Cloruro de Nitrosilo... Etano.... Eter Etílico..../.... Etileno... Flúor... Freon Il... Freon Freon Freon Freon Helio... Hexano... Hidrógeno... 3H, + ln,... Yodo... Yoduro de Hidrógeno... Mercurio... Metano... I X ll B., 8.e 10.: 8.1 B.! ! 9.t t : 9.: t 8.s f 8.t C LO.6 Ll O.l Monóxido de Carbono Nitrógeno Oxido Nítrico.... < Oxido Nitroso Oxígeno Pentano.... * Propano.... * Propileno Sulfuro de Hidrógeno Tolueno , 3, 3-Trimetilbutano Y _ LB.4 Ll.3 L !O.O!O.O Xenón. f 9.3,23.0 Chemical Engineers Handbokk 3d ed.. McGraw-HiU BJok Compony

51 928 PROCESOS DE TRANSFERENCIA DE CALOR Tmwr;rtun -c De9.C. Da9.F Vismsidad F Centipcisas 100 so YO L- E I I I I / I I l!!! r I FIG. 14. Viscosidades de líquidos. (Perry, Chemical Engineers Handbook, 3a. ed., McGraw-Hül Book Company, lnc., New York, 1950)

52 APENDICE II-- - Acetaldehído Acetato de Amilo... Acetato de ButiIo Acetato de Etilo. : : : : : : : Acetato de Metilo.. Acetato de Vinilo.. Acetona 100% _... Acetona 35 % _... Agua Acido &kti& 16òs 1 1 1:, Acido Acético 70%...., Acido Butírico,..., Acido Clorosulfónico Acido Fórmico...., Acido Isobutírico... Acido Nítrico 95%. I Acido Nítrico 60%.. Acido Propiónico Acido Sulfúrico 116 % * : : : : Acido Sulfúrico 98%.... Acido Sulfúrico 60%.... Alcohol Ahlico Alcohol Amílico.... Alcohol Butihco Alcohol Etihco 106%. : : : : : Alcohol Etílico 95% Alcohol Etihco 40% Acido Clorhídrico 31.5%. Alcohol Isobutílico.... _.. Alcohol Isopropilico. Alcohol Octílico.... Alcohol Propílico... Amoniaco 100% _.. Amoniaco 26 % Anhidrido Acético : : : : : : : Anilina.. _... Aniso1 BencenO. : : : : : : : : : : : : : : : Bióxido de Azufre Bióxido de Carbono : : : : : : Bisulfuro de Carbono Bromo Bromotoi;en;, ::::::::::: Bromuro de Etilo Bromuro de Propilo : : : : : : n-butano Ciclohexanoi ::::::::::: Clorobenceno.,,... Cloroformo Clorotolueno, o;t~ 1: 1: 1 1 : CJorotoh.ieno, meta,. VISCOSIDADES DE LIQUIDOS* Para usarse como Coordenadas con la Fig. 14 -I Líquidl 0 x Y Liquido ; ll : 1 ; I; Clorotolueno, para.. 3 Cloruro de Etilo Cloruro de Metilo : : : : 1: : : j Cloruro de Propilo Cloruro de SuIfnRIo : : : : : :i p-y Y Cloruro Estánico 13.5 i 12.8 Cresol, meta Dibromoetano. : Dicloroetano. j13.2 ; 12.2 Diclorometano * * : : : : * * Difenilo 1:.... ::::jkg;l!:! Eter Etílico... I EtiIbenceno... ;;tio;giicol Formiato de &I;> : : : : : : 1 : Freonll... Freon12... Freon21... Freon Freon Freon 114 Glicerina l&k.. : : : : : 1 : : : Glicerina 50%... Heptano... Hexano Hidróxido de 8odio ii> % * : 1 Yoduro de Etilo YodurodePropiIo ::::::: Isobutano... Mercurio Metano1 loi%* * : : : : : : : : : : Metano1 90%... Metano1 40%... Metiletilcetona... Naftaleno... Nitrobenceno Nitrotolueno. : : : : : : : : : : : ktano 3xalato de-die& * : : : : : : : 3xalato de DimetiIo... 3xalato de DipropiIo... ;~~al~~roet~o......?ropano :2* :0 j , / / ;.; 1417 j10: ll ! ; ; ! ! j ; ; j c jalmuera C&3i2ei51ro 11:: :! 6.6 j15.9 Ialmuera _ -. NaCl 25% Sodio 16.4 : 13.9 retraclor&ta~o -1: 1: 11: 1: / retracloroetileno : retracloruro de Carb&;o. : : i retracloruro de Titanio... I , rribrom,uro de Fósforo... i 13.8,16.7 rricloruro de Arsénico kicloruro de Fósforo ( 16.2 ; 16.9 [g$m$ileno, 14.8, rurpentin~ * 1: 1: 1: 1: 1: 1:. i 11.5 ; 14.9 KIeno,orto Cileno, meta...! 13.9 i12.1 Iileno, para. 1: 1: 1: 1: -.. j d. ed.. McGraw-Hill Book Compano,