INTERCAMBIADORES DE DOBLE TUBO

Transcripción

1 INTERCAMBIADORES DE DOBLE TUBO VENTAJAS DE LOS INTERCAMBIADORES DOBLE TUBO Simplicidad de construcción Facilidad de Mantenimiento Flujo verdadero a contracorriente Posibilidad de uso de tubos aleteados Aplicaciones de alta presión 1

2 VENTAJAS DE LOS INTERCAMBIADORES DOBLE TUBO Coeficiente de película para fluidos en tubería. (correlacion Sieder y Tate) En base al calentamiento de varios aceites en tuberías horizontales y verticales se obtuvo la correlación: 0.8 1/3 hd i DG cμ μ k μ k μw Se grafico 0.14 j h Flujo laminar turbulento verus DG Re μ 1/3 hid cμ μ jh k k μ w 0.14 L/D DG μ 2

3 Fluidos que fluyen en el anulo Se utiliza el Diámetro equivalente es cuatro veces el radio hidráulico. Para la transferencia de calor el perímetro húmedo es la circunferencia exterior del tubo interior con diámetro D1 D 1 di 2 2 4xArea flujo 4 π ( D2 D1 ) De perímetro húmedo 4π D 1 D 2 En los cálculos de caída de presión la fricción se debe al tubo interior y exterior el perímetro húmedo total es (D 2 +D 1 ) 2 2 4xArea flujo 4 π ( D2 D1 ) De ' D D perímetro h. friccion 4 π ( D + D ) Coeficiente de película para fluidos en el anulo En los intercambiadores de doble tubo es costumbre usar la superficie exterior del tubo interior como la superficie de referencia en QUAΔt, y puesto que h i se ha determinado para Ai y no para A, debe ser corregida do A h h h A i io i i di do hi di ho Di 3

4 Factores de obstrucción Si despreciamos la resistencia de la pared del tubo Rio + Ro + U h h U c hh io o h + h io o Ahora el coeficiente total de lodos Ud io 1 1 Rdi + Rdo + U Uc d 1 1 Rd + U Uc d Uc Ud Rd UU c d o Caída de presión en tuberías anulo Se utiliza la ecuacion de Fanning Δ F 2 4 fg L 2 gρd ' e f factor de fricción f ( DG / μ ) 0.42 Perdidas de entrada y de salida un cabezal de velocidad por horquilla 2 V Δ Pes 2g 4

5 Areas de flujo y diámetros equivalentes en intercambiadores de doble tubo Intercambiador Dcoraza x D tubo Area de flujo tubo de plg De 2 x 1 1/ ½ 1 1/ X X Calculo de un intercambiador de doble tubo Decidir que flujo ira por el anulo o por el tubo, la decisión debe ser tal que produzca velocidades de masa y caída de presión casi iguales De T1, T2, t1, t2, compruebe el balance de calor usando las capacidades caloríficas a temp. promedios. Q WC( T T ) wc( t t ) MLTD suponiendo flujo a contracorriente Tc y tc (figura 17) Si ninguno de los líquidos es viscoso μ>1 cp si el rango de temperatura no excede de 50 a 100 F, se puede usar la media aritmetica ( verificar viscosidad en los extremos) 5

6 Variable Area flujo a t πdi 2 /4 a a π(d i 2 -D o 2 )/4 pies Velocidad masica Gtw/a t Gaw/a a Lb/(h)pie 2 Viscosidad μ a tc y Tc Figura 14(cpoise) μ t μ *2.42 Figura 14 μ μ *2.42 Lb/pieh Reynolds (Re) R et dig p /μ R ea D e G a /μ jh Figura 24 (R et ) Figura 24 (R ea ) Calor especifico c Tabla o figura 2 usar tc Tabla o figura 2 usar Tc Btu/.lb F Conductividad térmica k Tablas usar tc Tablas Usar Tc Btu/h(pie 2 )(F/ pie) (cμ/k) 1/3 calcular calcular Variable Coeficiente de película hijt*(k/di)(cμ/k) 1/3 ho(de) Btu/hpie 2 F Convertir hi a hio h io h i (di/do) Btu/hpie 2 F Coeficiente transf. Uc Ud Uch io h o /(h io +h o ) 1/U d 1/U c +R d BTU/hpie 2 o F Area A Longitud L No.horquillas AQ/(UdΔt) LA/superficie tubo ( tabla 11) Nhlongitud/longitud horquilla pie2 Pie Factor fricción f Con Ret obtener f f /(dg/μ) 0.42 Calcular Re con De obtener f Caída presión ΔF4fG 2 L/2gρ 2 D ΔPt ΔF ρ/144 ΔF a 4fG 2 L/2gρ 2 D e pies Lb/plg 2 Perdidas entrada salida ΔF l V 2 /2g ΔPt (ΔF a+ ΔFl)/2g ρ/144 Lb/plg 2 6

7 Método del NTU para intercambiadores de calor Decidir que flujo ira por el anulo o por el tubo, la decisión debe ser tal que produzca velocidades de masa y caída de presión casi iguales De T1, T2, t1, t2, compruebe el balance de calor usando las capacidades caloríficas a temp. promedios. Q WC( T T ) wc( t t ) MLTD suponiendo flujo a contracorriente Tc y tc (figura 17) Si ninguno de los líquidos es viscoso μ<1 cp si el rango de temperatura no excede de 50 a 100 F, se puede usar la media aritmetica Variable De Tranf calor De(D i 2 -d o 2 )/d o Area flujo a t πd i 2 /4 a a π(d i 2 -d o 2 )/4 m Velocidad masica Gtw/a t Gaw/a a Kg/s Viscosidad μ a tc y Tc Figura 14(cpoise) μ t μ *2.42 Figura 14 μ μ *2.42 Pa.s Reynolds (Re) R et dig p /μ R ea D e G a /μ De D i -D o No. Pr Factor friccion f Cpμ tc Cpμ Pr Pr k k f[1.58lnre t -3.28] -2 Tc f[1.58lnre a -3.28] -2 Flujo turbulento Nu Nu ( f / 2)(R ) Pr ( f /2)(Re )Pra ( /2) (Pr 1) et t a 1/2 Nu ( f /2) (Prt 1/2 1) f a 7

8 Variable Conductividad térmica k Tablas usar tc Tablas Usar Tc W/mK Coeficiente de pelicula h i Nu t.k/di HoNu a.k/de W/m 2 k Coeficiente transf. Uf Ud Area A Area horquilla Factor limpieza 1/U R basado area externa tubo int. 1/U d 1/U c +R d Rd Rfo+do/di*Rfi AQ/(UdΔt) Ah 2πd o L NhA/Ah CFUc/Ud W/m2K m2 Pie Porcentaje de sobresuperficie %OS100*U c *R ft Rft(1-CF)/(U c CF) Variable Caída presión 2L Δ Pt 4 f N di hp ρv 2 2 2L ρv Δ Pt 4 f Nhp De' 2 2 Pa Perdidas entrada salida ΔP l KcV 2 ρ/2 Kc1 a la entrada Kc 0.5 a la salida Pa 8

9 Problema: 5000 kg/h serán calentados de 20 a 35 C con agua caliente a 140 C. Una caída de 15 C es permitida. Se utilizan horquillas de 2 ( D2: ) x 1 ½ (Do m D m) d lomgitud 3.5 m. El agua caliente fluye en el tubo interior. Factor de obstrucción Ri m 2 K/W y Ro m 2 k/w. Asuma que la tubería es hecha de acero a carbón k54 W/mK. -Calcule el numero de horquillas requeridas -Calcule la caída de presión Intercambiadores de doble tubo multiples con aletas longitudinales En estas unidades se colocan dentro de la carcaza del tubo externo entre 7 y 64 tubos internos. Los tubos internos vienen disponibles en diámetros internos de 5/8 a 1 pulgada y los externos y carcaza en diámetros de 4 a 6 pulg. 9

10 Intercambiadores de doble tubo multiples con aletas longitudinales Perímetro de húmedo para el anulo P π ( Di + d N ) + 2( H N N ) w o t f f t Perímetro de transferencia de calor para el anulo P dn+ 2( H NN) h o t f f t 2 2 Ac π ( Di do Nt) ( δ H fnt) N δ espesor aleta f 4 Diámetro hidráulico para calculo de Reynold y caída de presión Ac Dh De' A P w H f Altura de la aleta N f número de aletas N t número de tubos D i D carcaza D o Diametro tubo Área de la sección transversal libre para el flujo en el anulo 10

11 Diámetro equivalente para transferencia calor ( No. Nusselt ) D e 4Ac P h El área para la parte desnuda del tubo y para las aletas son Au 2 Nt( π dol N flδ ) A 2 N N L(2 H + δ ) f t f f La superficie total de transferencia de calor por horquilla es la suma de las áreas A A + A 2 N L( π d + 2 N H ) t u f t o f f El coeficiente de transferencia de calor U, basado en el area de los tubos es U o 1 At 1 A R t fo 1 + R fi + AR t w+ + A h A η η h i i i o o o tanh( mh f ) 2ho η f m mh f δ k Af ηo 1 (1 ηf ) At f R w ln( ro / ri) 2π Lk R R fo fi Resistencia por obstruccion en el anulo Resistencia por obstruccion en el tubo 11

12 Variable Área flujo Perímetro Pw doexterno diinterno a t πdi 2 /4 A c π(d i2 -d o2 Nt)/4- (δh f N f N t ) P w π(d i +d o N t )+2H f N f N t mts m Perímetro Ph Tranf.calor P h π(d o N t )+2H f N f N t m Diámetro hidráulico D h 4A c /P w m Diámetro equivalente De4A c /P h m Velocidad masica G t w/a t Gaw/a a kg/(s)m 2 Reynolds (Re) R et dig p /μ R ea D h G a /μ No. Pr Tabulado a tc Tabulado a Tc Factor fricción f f[1.58lnre t -3.28] -2 f[1.58lnre t -3.28] -2 Variable Nu Conductividad térmica k Coeficiente de película Af área aletas Au área tubo Eficiencia η f η o Usar correlación de acuerdo al flujo Tablas usar tb h i Nu t.k/d i A f 2N t N f L(2H f +δ) A u 2N t (πd o L-N f Lδ) Usar correlación de acuerdo al flujo η f (tanh(mh f ))/(mh f ) msqr(2ho/δkf) η o [(1-(1-η f )A f /A t ] Tablas Usar Tb honu a.k/de W/mK W/m 2 k m 2 m 2 Coeficiente transf. Uf 1/U R basado area externa tubo int. W/m2K Ud 1/U d 1/U c +R d 12

13 Variable Area A Area horquilla Factor limpieza Porcentaje de sobresuperfi cie Caída presión Perdidas entrada salida 2L ρv Δ Pt 4 f NhpNt di 2 AQ/(UdΔt) A h 2NtL(πd o +2N f H f ) NhA/Ah CFUd/Uc %OS100*U c *R ft Rft(1-CF)/(U c CF) 2 2L Δ Pt 4 f N D hp ρv 2 ΔP l KcV 2 ρ/2 Kc1 a la entrada Kc 0.5 a la salida h 2 m2 m Pa Pa Fluido carcaza Arreglo serie paralelo 13

14 Arreglo serie paralelo Diferencia verdadera de temperatura para los arreglos serie-paralelo Para una corriente caliente en serie y n corrientes frías en paralelo 1/ n 1 P' nr' ( R' 1) log + γ R' 1 R' P' R' T2 t1 ( T1 T2) P" R' T t n( t t ) Para una corriente fría en serie y n corrientes calientes en paralelo 1/ n 1 P" n log (1 R") + R" γ 1 R" P" T1 t2 n( T1 T2) P" R" T t t t Δ t γ ( T t )

15 Diseño Definir las condiciones del proceso para ambas corrientes y decidir cual de ellas circulara por el anulo y por los tubos Verificar balance de calor Seleccionar el tipo de intercambiador requerido Comparar el área disponible con la requerida Comparar la caída de presión disponible con la calculada Seleccionar varios tipos de configuración de intercambiadores hasta encontrar el que mejor se ajuste a los requerimientos del proceso Localización de los fluidos a través de los tubos o carcaza Corrosión: colocar el fluido mas corrosivo en los tubos Ensuciamiento: colocar el fluido con mayor tendencia a la formación de depósitos en los tubos. En los tubos es mejor el control de la velocidad, mayor velocidad menor ensuciamiento Temperatura: recomendable fluido caliente en los tubos Presión: colocar la corriente de mayor presión en los tubos requiere menor componentes de alta presión Caída de presión: fluido con menor caída de presión permisible debería colocarse en los tubos 15

16 Localización de los fluidos a través de los tubos o carcaza Viscosidad: Mayores flujos de transferencia de calor son obtenidos colocando un fluido viscoso en la carcaza Características toxicas y letales: generalmente el fluido toxico debe colocarse en los tubos, para minimizar fugas. Velocidad de flujo: al colocar el fluido con menor flujo en la caracaza, generalmente origina un diseño mas económico. La razón de ello se debe a que en la carcaza el fluido experimenta mayor turbulencia a menor velocidad que en el tubo Guia: Fluido en tubo Agua de enfriamiento Fluidos corrosivos o un fluido propenso al deposito de coque, sedimentos y otros sólidos El menos viscoso de los dos fluidos El fluido de mayor presión El fluido mas caliente 16

17 Problema Se debe calentar una corriente de 9820 lb/h de benceno frió de 80 F a 120 F, utilizando 6037 lb/h de tolueno caliente que se enfría desde 160 a 100 F. Cada corriente tiene un factor de ensuciamiento de y la caida de presión permitida para ambas corrientes es de 10 psi. Si Ud. Dispone de tubos lisos IPS de 2* 1 ¼ de pulgadas de 10 pies de longitud. Cuantos intercambiadores necesita y como deben estar arreglados para satisfacer los requerimientos del proceso Variable Tentrada tolueno 160 benceno 80 pies T salida Lb/(h)pie 2 tc,tb cp ( )/ F Btu/lbF m Lb/h Q viscosidad *6037*(6 0) Btu/h Lb/pieh densidad Lb/pie3 Pra

18 Variable Diametros Tabla 11 Do1.66 D D De(D D 1 2 )/D De (D 2 -D 1 ) pulg Area flujo a t πdo 2 /4 a t π(1.38/12) 2 / a a π(d 2 2 -D 1 2 )/ pies Velocidad masica Gt9820/a t Ga6330/ Lb/(h)pie 2 Reynolds (Re) R et DG p /μ R ea D e G a /μ jh Figura 24 (R et ) Figura 24 (R ea ) Calor especifico c Tabla o figura 2 usar tc Tabla o figura 2 usar Tc Btu/.lb F Conductividad térmica k Tablas usar tc Tablas Usar Tc Btu/h(pie 2 )(F/pi e) (cμ/k) 1/3 calcular calcular 18