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  1. 1. PDVSA N° TITULO REV. FECHA DESCRIPCION PAG. REV. APROB. APROB. APROB. FECHAAPROB.FECHA TRANSFERENCIA DE CALOR E1994 MDP–05–E–02 INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA INTERCAMBIADORES DE CALOR OCT.950 34 MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO ESPECIALISTAS PDVSA
  2. 2. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 1 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Indice 1 OBJETIVO 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 ALCANCE 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3 REFERENCIAS 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4 INTERCAMBIADORES SIN CAMBIO DE FASE 4. . . . . . . . . . . . . . . . 4.1 Parámetros de Diseño 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2 Optimización de la transferencia de calor 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3 Optimización de la caída de presión 5. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.4 Método manual de diseño 5. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.5 Método automatizado de diseño 6. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 INTERCAMBIADORES PARA VAPORIZACION 6. . . . . . . . . . . . . . . . 5.1 Tipos de equipos y aplicaciones 6. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2 Consideraciones de diseño 13. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.3 Método manual de diseño 17. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.4 Método automatizado de diseño 17. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6 INTERCAMBIADORES PARA CONDENSACION 17. . . . . . . . . . . . . . . 6.1 Tipos de equipos y aplicaciones 17. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.2 Zonificación del condensador 18. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.3 Consideraciones de diseño 19. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.4 Consideraciones especiales de diseño para condensadores sin tambor 23 6.5 Criterios de selección para condensadores 24. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.6 Consideraciones de diseño para condensadores de tope en columnas de destilación al vacío 25. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.7 Método manual de diseño 25. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.8 Método automatizado de diseño 26. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7 NOMENCLATURA 27. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 APENDICE 28. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 1 Tipos de rehervidores 29. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Figura 2 Componentes de un rehervidor tipo marmita 32. . . . . . . . . . . . . . . Figura 3 Dimensionamiento de rehervidores tipo marmita 33. . . . . . . . . . . . Figura 4 Curva tipica de desprendimiento de calor (t–q) 34. . . . . . . . . . . . .
  3. 3. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 2 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 1 OBJETIVO El objetivo de este documento es proveer al ingeniero de proceso y diseño con una herramienta de cálculo manual para el dimensionamiento de Intercambiadores de calor de tubo y carcaza, sin cambio de fase, con vaporización, y con condensación. El tema “Intercambiadores de calor”, dentro del area de “Transferencia de calor”, en el Manual de Diseño de Procesos (MDP), está cubierto por los siguientes documentos: PDVSA–MDP– Descripción del Documento 05–E–01 Intercambiadores de Calor: Principios Básicos. 05–E–02 Intercambiadores de Calor: Procedimientos de diseño para Intercambiadores de tubo y carcaza (Este documento) (Incluye vaporización, condensación, calor sensible). 05–E–03 Intercambiadores de Calor: Procedimiento de Diseño para Enfriadores de Aire. 05–E–04 Intercambiadores de Calor: Procedimiento de Diseño para Intercambiadores de Doble Tubo. 05–E–05 Intercambiadores de Calor: Procedimiento de Diseño para Servicios Criogénicos. Este documento, junto con los demás que cubren el tema de “Intercambiadores de Calor”, dentro del Manual de Diseño de Procesos (MDP) de PDVSA, son una actualización de la Prácticas de Diseño “Intercambiadores de Calor”, presentadas en la versión de Junio de 1986 del MDP (Sección 9), modificadas para hacer mención del uso de información y programas de HTRI. 2 ALCANCE Este Documento presenta los procedimientos recomendados para dimensionar intercambiadores de tubo y carcaza en los cuales no ocurren cambio de fase (intercambiadores vapor/vapor, vapor/líquido o líquido/líquido), equipos de vaporización, y condensadores. También cubre lo que respecta a la selección del tubo, velocidad de circulación, y criterios generales de diseño para generadores de vapor. 3 REFERENCIAS Manual de Diseño de Proceso (versión 1986) S Vol V, Subsección 9D “Intercambiadores de calor: Procedimiento de cálculo cuando no hay cambio de fase” S Vol V, Subsección 9E “Intercambiadores de calor: Procedimiento de cálculo cuando hay vaporización”
  4. 4. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 3 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma S Vol V, Subsección 9F “Intercambiadores de calor: Procedimiento de cálculo cuando hay condensación” S Vol II, Subsección 3H “Internos de Torres” S Vol III, Sección 8 “Hornos” S Vol VII, Sección 12 “Instrumentación y Control” S Vol VIII, Sección 14 “Flujo de Fluidos” Manual de Diseño de Proceso S PDVSA–MDP–05–E–01 “Intercambiadores de calor: principios básicos” Manual de Ingeniería de Diseño S PDVSA–MID–EA–201–PR “Equipo de carcaza y tubos para intercambio de calor” S PDVSA–MID–L–TP–2.1 “Intercambiadores de calor requisición, análisis de ofertas y detalles de compra” S PDVSA–MID–90617.1.041 “Guías de ingeniería para intercambiadores de calor de carcaza y tubos” Otras Referencias S Standards of Tubular Exchanger Manufacturers Association (TEMA). S Perry’s Chemical Engineers’ Handbook, 4th Ed. S Heat Transfer Research Inc. (HTRI) Design Manual. S Heat Exchanger Institute (HEI) Standards for Steam Surface Condensers. S Devore, A.; Petroleum Refiner, Vol. 38, N° 6, pp 205, (June, 1959). S Fair, J.R.; Petroleum Refiner, Vol. 39, N° 2, pp 105 (Feb., 1960). S Hewitt, G. F.; Shires, G. L. and Bott T. R.; Process Heat Transfer; First Edition; CRC Press, Inc. (1993) S Jacobs, J.K., Hydrocarbon Processing and Petroleum Refiner, Vol. 40, Nº° 7, pp 189 (July, 1961). S Kern, R., Hydrocarbon Processing, Vol. 47, N°12 , pp 118 (Dec., 1968). S Martin, G. R., y Sloley, A. W., Hydrocarbon Processing, Vol. 74, Nº° 6, pp 101–110 (June, 1995). S Martin, G. R., y Sloley, A. W., Hydrocarbon Processing, Vol. 74, Nº° 7, pp 67–78 (July, 1995). S Simpson, L.L.; Chemical Engineering, Vol. 92, June 17, 1968.
  5. 5. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 4 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4 INTERCAMBIADORES SIN CAMBIO DE FASE 4.1 Parámetros de Diseño Las siguientes especificaciones generales dan la conversión más eficiente de caída de presión a transferencia de calor para intercambiadores de calor sin cambio de fase. 1. Corte del deflector: 20 a 30% 2. Espacio entre deflectores/diámetro de carcaza: 0.3 a 0.5 3. Número de bandas de sello: El número de pares de listones de cierre por fila transversal de tubo entre los bordes de los deflectores deben ser de 0.14 a 0.20, o aproximadamente de 5 a 7 filas de tubo por banda de sello para cabezales flotantes de intercambiadores. Estas bandas de sello no se necesitan para diseños típicos de placa de tubo fija o intercambiadores de tubos en U. 4. Patrones de arreglos de tubo: Si se requiere limpieza en los arreglos, use un arreglo de 90° para flujo turbulento y un arreglo de 40° para flujo en transición o laminar. Si la limpieza no es problema, use arreglos de 30° para flujo laminar o turbulento. No use arreglos de 60° debido a que éstos tienen características de caída de presión o de transferencia de calor inferiores cuando se comparan con los arreglos de 30°. 4.2 Optimización de la transferencia de calor Un diseño con los parámetros óptimos mencionados anteriormente y que satisfaga los requerimientos de transferencia de calor, pero no use toda la caída de presión permisible, se considera ineficiente. Para estos casos, el intercambiador puede hacerse más pequeño efectuando uno o más de los pasos siguientes para incrementar la caída de presión y transferencia de calor: 1. Incrementar la longitud del tubo al máximo permitido por las prácticas de construcción y limitaciones de la refinería. 2. Disminuir el espaciado de tubo al mínimo permisible por limitaciones de construcción o mantenimiento. Ver subsección 4.7 del Documento PDVSA–MDP–05–E–01. 3. Disminuir el diámetro del tubo al mínimo permisible por las limitaciones de la caída de presión en el lado del tubo y de mantenimiento. 4. Probar con tubos de aleta si el coeficiente del lado de la carcaza es menor de 1/3 del coeficiente en el lado de los tubos y el Número de Reynolds en el lado de la carcaza es mayor de 1000.
  6. 6. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 5 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4.3 Optimización de la caída de presión Si un diseño requiere más superficie de la requerida por la transferencia de calor para simplemente proveer suficiente área de flujo para prevenir excedente en la caída de presión, dos tipos de correcciones son posibles: 1. Ajustar la caída de presión “permisible”. Posiblemente la caída de presión para la cual la unidad está diseñada fue seleccionada arbitrariamente y puede ser incrementada. 2. Ajustar la geometría de tal forma que produzca la menor disminución en la transferencia de calor por unidad disminuida en caída de presión haciendo uno a más de los cambios siguientes: a. Incrementar el espaciado del deflector. b. Disminuir la longitud del tubo. c. Incrementar el espaciado del tubo. d. Usar deflectores de doble segmentado. e. Usar carcazas de flujo dividido, TEMA Tipo J. Si ninguno de esto puntos dan el resultado deseado, considere el uso de unidades en paralelo. 4.4 Método manual de diseño Para refrescar conocimientos básicos se recomienda consultar el Documento PDVSA–MDP–05–E–01 (Intercambiadores de calor: principios básicos), en especial las subseccciones 4.6, 4.7, 4.8 y la sección 5. El procedimiento de cálculo manual a usar, se presenta en detalle en el manual de diseño del HTRI, sección D, subsección D3, con los siguientes temas cubiertos: ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D3.2 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Método manual para la predicción de la transferencia de calor y la caída de presión del lado de la carcaza. ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁD3.3 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁMétodo para estimar rápidamente un intercambiador. ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D3.4 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Método manual para la predicción de la caída de presión de las boquillas, canal, y cubierta del lado de los tubos ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D3.5 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Método manual para la predicción de la caída de presión de las boquillas del lado de la carcazaÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁD3.6 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁParámetros de diseño y datos de construcción Es conveniente notar que estos procedimientos incluyen cálculos relacionados con tubos aleteados. Debido a que en el manual de diseño de HTRI los procedimientos están lo suficientemente bien explicados, no se presentará dicha información aquí, por lo cual se le recomienda al lector consultar dicha bibliografía, que está disponible a nivel corporativo.
  7. 7. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 6 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 4.5 Método automatizado de diseño Dado que los programas de HTRI son el procedimiento computarizado oficial de cálculo para PDVSA y sus filiales, remitimos al lector al programa “ST–5”, el cual diseña intercambiadores de tubo y carcaza sin cambio de fase y evalúa el desempeño para aquellos geométricamente especificados. Se pueden iniciar cálculos automatizados usando el programa “HEXTRAN” (Ver documento PDVSA–MDP–05–E–01), de la companía “SIMSCI”. Remitimos al lector al manual del programa HEXTRAN para mejores detalles. 5 INTERCAMBIADORES PARA VAPORIZACIÓN 5.1 Tipos de equipos y aplicaciones Los equipos de vaporización mas comúnmente usados se pueden clasificar en cuatro tipos genéricos, dependiendo de su función: 1. Rehervidores: su función es la vaporización en un 30% a un 80% del líquido alimentado, proveniente de una torre de fraccionamiento. 2. Enfriadores: operan análogamente al rehervidor, pero no están necesariamente asociados a una torre de fraccionamiento. 3. Precalentadores: se usan generalmente para vaporizar parcialmente la alimentación a una torre de fraccionamiento. 4. Recuperadores de Calor. A continuación se presentan detalles de cada uno de este tipo de equipos. 5.1.1 Rehervidores Existen dos tipos básicos de rehervidores, en lo que respecta a la manera de moverse los fluídos: circulación natural que incluye a los termosifones y rehervidores incrustado ó indirectos, y circulación forzada, que incluye a los rehervidores tipo horno. El sistema de termosifón mueve un fluído usando, como fuerza impulsora, una diferencia de densidades creada por una entrada de calor a ese sistema. Esta entrada de calor reduce la densidad del fluído aguas abajo del intercambiador (llamado termosifón) que suministra calor al sistema. La diferencia de densidades entre la corriente aguas arriba y aguas abajo del Intercambiador hace que el sistema fluya. En un rehervidor de circulación forzada, la circulación se obtiene con el uso de una bomba. Los tipos comunes de rehervidores de circulación natural son: rehervidores de un solo paso (“once–through”), rehervidores de recirculación, y de flujo preferencial. Los rehervidores de bombeo directo y rehervidores tipo horno son dos tipos de rehervidores de circulación forzada.
  8. 8. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 7 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Los termosifones de un solo paso se caracterizan por tomar el líquido a rehervir del plato de fondo de la columna, mediante un plato de retiro total. El líquido pasa por el termosifón una vez y fluye hacia el sumidero ó fondo (”sump”) de la columna. El vapor y el líquido que salen del rehervidor, se separan en el sumidero. El vapor sube para la destilación, y el líquido sale como producto de la torre. Esta configuración corresponde a un plato teórico. La alimentación al rehervidor es fijada por el balance térmico de la columna y la tasa de flujo del producto de fondo. En los sistemas de termosifones de recirculación, el líquido del plato de fondo cae al fondo ó sumidero de la columna. En esta zona, se sucede continuamente la separación vapor líquido del material rehervido, mezclándose el líquido separa con el correspondiente al plato de fondo. Parte de esta mezcla líquida se remueve como producto de fondo, y el resto se alimenta al rehervidor. El líquido circulante a través del rehervidor puede ser un flujo superior ó inferior que la suma de los flujos del vapor que entra al plato de fondo y del producto de fondo. El sistema de termosifones de flujo preferencial es muy semejante a los termosifones de recirculación, con la diferrencia que el fondo de la columna tiene deflectores que separan al líquido que se remueve como producto de fondo, del líquido que se alimenta al rehervidor: esta segregación de líquido preferencial al rehervidor es la práctica usual cuando se diseña el sistema de rehervido para una tasa de circulación, a través del intercambiador, igual ó superior a la suma de los flujos del vapor que entra al plato de fondo y del producto de fondo. También se conocen estos sistemas como de recirculación con deflectores. Los rehervidores de circulación forzada ó de bombeo directo también pueden clasificarse en rehervidores de un solo paso, de recirculación y de flujo preferencial ó de recirculación con deflectores. Las explicaciones hechas anteriormente para estos tipos aplican para los de bombeo directo. Los rehervidores de bombeo directo consisten en un intercambiador convencional alimentado por una bomba. La vaporización puede darse en el lado de la carcaza o en el lado de los tubos. Debido a que este tipo de instalación es más caro que los rehervidores de circulación natural se usan sólo en las siguientes circunstancias especiales: 1. Cuando se requiere una circulación positiva debido a servicios extremadamente sucios o viscosos. 2. Cuando se requiere una alta velocidad de circulación y/o un bajo incremento en temperatura para minimizar la degradación térmica del producto de fondo. 3. Cuando el tamaño del rehervidor de circulación natural sería irracionalmente grande (requiriendo carcazas múltiples y tuberías complejas). 4. Para servicios donde el cabezal hidrostático está limitado.
  9. 9. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 8 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Los Rehervidores tipo horno, como su nombre lo indica, consiste en un rehervidor con llamas alimentado por una bomba. Los rehervidores con llamas son el tipo de instalación más costosa. Estos son usados normalmente sólo cuando el nivel de temperatura requerido para rehervir es mayor que el obtenido por el vapor o una corriente de proceso. Para una discusión sobre tipos de hornos, aplicación, y procedimientos de diseño, ver el Documento PDVSA–MDP–05–F–01: Hornos. Los rehervidores de marmita (“kettle reboilers”) son un caso especial de los rehervidores de un solo paso, ya que el retiro del producto de fondo se hace en el rehervidor, no en el fondo de la columna. Este tipo de rehervidor es, principalmente, un termosifón. Normalmente consta de un haz de tubo en U (fluido limpio para calentamiento) encerrado en una carcaza suficientemente grande que provee un espacio apropiado para la separación del líquido y el vapor arriba del haz y un espacio para acumulamiento de líquido debajo del haz (Ver la Figura 2.). Cuando el fluido de calentamiento está sucio (requiere limpieza mecánica), se requiere un haz de tubo con tubos rectos y un cabezal flotante de arrastre continuo. Los rehervidores de marmita están limitados a operaciones de un sólo paso. Sin embargo, estos son capaces de vaporizar cargas cerca del 100% del inventario limpio (tal como refrigerantes). Si la alimentación contiene sucio o tiende a obstruir (como en el caso de la mayoría de las corrientes de proceso), la carga a ser vaporizada debe ser restringida a 80% para proveer algo de purga. La sección de fondo de la columna se simplifica con los rehervidores de marmita. No se necesita un volumen para la acumulación de producto ni tampoco se requiere un espacio para la separación vapor–líquido. El número de deflectores internos también se minimiza. Consultar PDVSA–MDP–(Pendiente: ver MDP versión 1986, subsección 3H). En el rehervidor cuando el líquido necesario de retención, después del vertedero, requiera más de 1.2 m (4 pie) de longitud en la carcaza, se debe considerar un termosifón de recirculación. (Ver PDVSA–MDP–(Pendiente: ver MDP versión 1986, Sección 12), para los requisitos de retención). De los varios tipos de rehervidores, los tipo marmita requieren la elevación de torre más baja, y es por esto que encuentran aplicación donde los fondos de la torre no son bombeados (la bomba casi siempre requiere suficiente elevación para succión positiva neta (NPSH), satisfaciendo así los requerimientos de circulación de los termosifones). Como regla, en servicio de termosifón los intercambiadores de marmita son más caros que las unidades de tubo y carcaza. Sin embargo, esto puede invertirse por el costo de la elevación de la torre, etc. Los rehervidores de marmita proveen un tiempo de residencia a la temperatura de ebullición más largo y por esto no son recomendables para servicios excesivamente sucios o con polimerización.
  10. 10. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 9 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma También los rehervidores pueden clasificarse se acuerdo a la orientación de las carcazas: verticales u horizontales. Rehervidor vertical – Este tipo de instalación (Ver Figura 1.) consiste en un intercambiador convencional de tubo y carcaza conectado directamente a la torre. Esto minimiza los requerimientos de fundación y estructura como también el área de construcción. El espacio para la acumulación del producto de fondo y para la separación del líquido y vapor están incluidos en la sección de fondo de la torre. Generalmente, la instalación más económica es la del rehervidor tipo termosifón vertical. Si estos están soportados directamente de la torre, la línea de descarga del fluido de proceso es bastante corta, minimizando la caída de presión del vapor y el costo. El fluido del proceso (generalmente el más sucio) es pasado por los tubos, haciendo así la limpieza y el mantenimiento normal más fácil. Si el fluido que calienta está limpio (como el vapor), se puede reducir el costo especificando diseños de placa de tubo fijo. Los termosifones verticales deben restringirse a un máximo de 50% de vaporización (basado en la alimentación), para evitar operaciones erráticas debido a golpeteo, etc. Sin embargo, es práctica común en la industria limitar la vaporización a 30%, asegurando así una buena operación de la unidad. Los termosifones no deben ser usados con fluidos viscosos, y tampoco en servicios donde sea variable el cabezal del líquido de alimentación al sistema. Rehervidor horizontal – Este tipo también consiste en un intercambiador convencional de tubo y carcaza (Figura 1.). Como en el tipo vertical, el espacio para la acumulación de producto de fondo (bottom holdup) y el espacio para la separación del líquido y vapor están incluidos en la sección de fondo de la torre. El fluido de proceso es vaporizado en la carcaza y, por esto, este tipo debe ser restringido para servicios que oscilen entre limpios a moderadamente sucios. Sin embargo, colocar el medio de calentamiento en el lado de los tubos permite el uso de corrientes sucias en los tubos. Los termosifones horizontales requieren fundaciones separadas y ocupan mayor área de construcción que los tipos verticales. También, las tuberías externas son más complejas y costosas. El diseño hidráulico, sin embargo, es menos rígido, permite un flujo de circulación más alto para una altura dada de la torre; dicho de otra manera, la altura de la torre puede ser más baja para una velocidad de flujo dada (Comparando con el tipo vertical). La vaporización debe ser restringida a 50%, para asegurar buena operabilidad. También deben evitarse las alimentaciones viscosas y niveles de alimentación fluctuantes. Otro tipo de rehervidor son los Rehervidores internos ó incrustados: Un rehervidor interno consiste en un haz de tubos que está directamente insertado en la columna mediante una brida en el lado de la columna. Este tipo de unidad es
  11. 11. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 10 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma usado ocasionalmente para servicios de carga pequeña de calor, debido a que, en base a costo de instalación por pie cuadrado, pueden ser más económicos que otros tipos de rehervidores. Las ventajas de los rehervidores internos son: (1) no se requiere carcaza, (2) las tuberías de circulación son eliminadas y (3) no se requieren deflectores en el fondo de la columna. Las desventajas de los rehervidores internos son (1) la longitud del haz está limitada por el diámetro de la columna y (2) la brida en la columna puede ser realmente cara. Debido a la restricción en la longitud del haz, el diámetro del haz puede llegar a ser prohibitivo. En general, si el diámetro del haz requerido es de 914 mm (36 pulg.) o mayor, otro tipo de rehervidor sería más económico. La selección del sistema de rehervidor está basada primordialmente en la economía. Los factores económicos principales son los costos de fundación y de tubería, altura requerida de la torre y los costos operacionales. Debido a la ventaja en los costos operacionales, el rehervidor de circulación natural es mayoritariamente el tipo de rehervidor comunmente usado. Vea la Figura 1. donde se presentan las ventajas y desventajas de varios tipos de rehervidores. Para más información sobre internos de rehervidores ver el Documento PDVSA–MDP–(Pendiente: ver MDP versión 1986, subsección 3H), de torres fraccionadoras. Otros aspectos a considerarse en la selección y diseño de los rehervidores son: 1. Rehervidores y elevación de la torre.– El fondo de la carcaza del rehervidor está ubicado a la distancia mínima práctica por arriba del nivel del piso. Esta distancia se fija en la base a los requerimientos de espacios para tubería y se utiliza usualmente un metro. En rehervidores de circulación natural, un balance de presión a través del circuito de rehervidor determina la elevación exacta de la torre. Usualmente los puntos de referencia para el balance de presión son la línea tangente al fondo de la torre y el fondo de la carcaza del rehervidor. Una guía a groso modo de la distancia entre estos puntos normalmente sería de 1 1/2 a 3 m (5 a 10 pie) para rehervidores marmita y 2 1/2 a 5 m (8 a 16 pie) para rehervidores de termosifón. Para rehervidores de circulación forzada, la torre normalmente tiene una elevación de 5.5 (15 pie) por arriba del nivel del piso para proveer una succión neta positiva (NPSH) adecuada. Si es necesario, esta elevación puede ser disminuida reduciendo el requerimiento del NPSH de la bomba a un mínimo de 1.5 m (5 pie). Sin embargo esto causaría un incremento considerable en el costo de la bomba.
  12. 12. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 11 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 2. Eficiencia de la etapa del rehervidor.– La eficiencia de la etapa de los rehervidores de tipo recirculante (que no presentan deflectores para evitar que el líquido del último plato se desvíe del paso por el rehervidor) puede ser estimada con la ecuación siguiente: SF + 1– ƪ NL NVK AȀ ) B ƫ 1– ƪ NL N K ) B ƫ Ec. (1) donde: ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁ ÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ En unidades ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ En unidades ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁ ÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁSI ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁinglesas ÁÁÁ ÁÁÁA’ ÁÁ ÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1 + Y (K–1) ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁB ÁÁ ÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVelocidad del producto de fondo ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁkgmol/s ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁlbmol/hr ÁÁÁ ÁÁÁSF ÁÁ ÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFracción de la etapa teórica ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ K ÁÁ ÁÁ ÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Constante de equilibrio del componente clave liviano ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁNL ÁÁ ÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVelocidad líquido del último plato ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁkgmol/s ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁlbmol/hr ÁÁÁÁÁÁNV ÁÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVelocidad del vapor del rehervidor ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁkgmol/s ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁlbmol/hr ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ Y ÁÁ ÁÁ ÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Fracción molar vaporizada en el rehervidor ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁLa eficiencia de la etapa de un rehervidor marmita es 100% y la de un rehervidor de un paso se asume como 100%. 3. Interferencia de vapor.– Con grandes diferencias de temperatura alta entre los fluidos en los tubos y en la carcaza, se forman burbujas de vapor en la superficie de los tubos tan rápido, que la convección y la flotabilidad no pueden removerlas. El vapor entonces interfiere con los tubos, con el resultado de que muy poco líquido alcanzaría la superficie del tubo. La vaporización del líquido se debe llevar a cabo a través de una resistencia adicional constituida por la interferencia del vapor, causando una disminución inmediata en el coeficiente de transferencia de calor. Por esta razón, las diferencias altas de temperatura que se desean en intercambiadores de calor pueden ser impedimentos en equipos para vaporizar. Para mantenerse fuera del rango de temperatura en el cual puede ocurrir la interferencia de vapor, se restringe la densidad del flujo de calor, Q/A, y el coeficiente de película de vaporización, hv. El promedio máximo permisible de flujo de calor es de 47300 W/m2 (15000 BTU/h pie2) para rehervidores de
  13. 13. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 12 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma circulación natural y de 63100 W/m2 (20000 BTU/h pie2) para rehervidores de circulación forzada. El máximo coeficiente de película de vaporización es de 1700 W/m2°C (300 BTU/h pie2°F) para los dos tipos de circulación natural y forzada. Los valores anteriormente mencionados pueden ser algo conservadores: por tanto, consultar la última versión del manual de diseño del HTRI para valores más actualizados. 5.1.2 Enfriadores La operación de un enfriador es análoga a la de un rehervidor. El fluido que se está enfriando en el lado del tubo vaporiza el refrigerante líquido en el lado de la carcaza. Un enfriador normalmente está construido como un rehervidor marmita, pero sin vertedero. También ocasionalmente los enfriadores están hechos de intercambiadores convencionales de tubo y carcaza eliminado tubos suficientes en la parte superior de la carcaza para proveer espacio para la separación del vapor y el líquido. El procedimiento de cálculo para enfriadores es el mismo que para rehervidores marmita . 5.1.3 Precalentadores Un precalentador, como un rehervidor de bombeo directo, consiste en un intercambiador convencional de tubo y carcaza con el líquido a ser vaporizado alimentado por una bomba o presurizado por algún equipo aguas arriba. La mayoría de los precalentadores suman al fluido que va a ser vaporizado el calor latente y el calor sensible (una excepción sería la vaporización de un componente puro bajo una contrapresión pequeña). El fluido a ser vaporizado puede ser colocado tanto en la carcaza, como en los tubos, dependiendo en la economía, ensuciamiento, etc. Los precalentadores se usan más que todo para las corrientes de alimentación de las columnas de destilación. Un nivel de calor más bajo que en los rehervidores puede ser usado en los precalentadores de alimentación de las torres. También, las cargas de las torres pueden ser balanceadas compensando entre el precalentamiento de la alimentación y el calor suplido en el rehervidor. 5.1.4 Recuperadores de Calor Estas unidades tienen su aplicación en las calderas de calor de desecho (generadores de vapor) las cuales son comunmente usadas para recobrar calor de los gases de combustión de los regenadores catalíticos, de los efluentes de los reformadores, de los gases de expulsión de las turbinas de gas. El tipo de unidad usualmente instalada es la de tipo termosifón. La circulación natural es especialmente adaptable, debido a la gran diferencia de densidad entre “la pierna” de agua al generador y “la pierna” de vapor del generador. La salida del generador descarga en un tambor desgasificador. El vapor sale por el tope del tambor y el condensado recuperado es devuelto a la entrada del generador.
  14. 14. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 13 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 5.2 Consideraciones de diseño 5.2.1 Factores limitantes a ser considerados en el diseño Existen ciertas características en la transferencia de calor en dos fases que imponen limitaciones sobre la operación de los intercambiadores de calor con generación de vapor y las cuales deben ser consideradas durante la fase de diseño de dichas unidades. Estos factores limitantes son: 1. Flujo crítico de calor .– El coeficiente de transferencia de calor asociado con la generación de vapor puede ser reducido drasticamente si el valor crítico de flujo de calor es excedido. Razón por la cual es recomendable diseñar estas unidades para operar por debajo del valor crítico, ya que en caso contrario puede ocurrir deterioro, corrosión y destrucción de la unidad. Una manera de evitar este riesgo es usando fuentes de calor de baja temperatura, como la condensación del vapor de agua. En conclusión, el diseño y operación de los equipos de vaporización debe asegurar que existe un margen adecuado entre el flujo de calor crítico y el de operación. 2. Inundación en contracorriente.– Este es un proceso que se presenta cuando la velocidad del vapor ascendiendo es tal que previene el flujo descendente de líquido o expulsa el líquido fuera del tubo. Esto normalmente no ocurre cuando el líquido vaporizandose fluye en dirección ascendente, porque tanto el líquido como el vapor se mueven en igual dirección, o cocorriente. La velocidad del vapor por encima de la cual se presenta esta situación se le conoce como velocidad de inundación. Por lo tanto, en el diseño de este tipo de unidades es importante asegurarse que la velocidad del vapor esta por debajo de la velocidad de inundación. 3. Distribución inadecuada de flujo.– En los equipos de vaporización, el problema potencial de distribución no–uniforme del flujo afecta la rata de generación de vapor y de caída de presión en cada tubo. A menor flujo, mayor rata de generación de vapor, lo cual incrementa la caída de presión y en consecuencia una mayor reducción de flujo. 5.2.2 Rehervidores y enfriadores Ver la Subsección 5.7 del Documento PDVSA–MDP–05–E–01 para una discusión sobre la selección de tubos, cual fluido pasa por los tubos, etc. Las consideraciones de diseño referentes específicamente a rehervidores se cubren en los párrafos siguientes: 1. El método básico, como en intercambiadores “sin cambio de fase”, es suponer una geometría del rehervidor y después chequear ésta para las condiciones en cuestión específicamente. El primer tanteo se hace usando el área mínima fijada por las consideraciones de interferencia de vapor. Si el
  15. 15. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 14 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma área calculada es menor que el área mínima, se especifica el área mínima. Si el área calculada es mayor que la mínima, se asume una nueva área y se chequea hasta que se llegue a una buena aproximación. 2. Para mezclas multicomponentes, se debe construir una curva de temperatura vs. carga de calor (T–Q) a la presión del rehervidor, para chequear la desviación lineal. Si existe una desviación significante, la curva T–Q debe ser dividida en dos o más incrementos, de tal manera que cada segmento se aproxime a una línea recta. Después el DTML total se determina proporcionalmente de cada DTML individual dependiendo de sus cargas respectivas. Si la curva T–Q no presenta una desviación lineal significante, entonces se usa la media logarítmica convencional de la diferencia de temperatura. La mayoría de los arreglos de rehervidores se aproximan a un flujo contracorriente y por esto los factores de corrección del DTML no se requieren. 3. En el dimensionamiento de rehervidores marmita, la diferencia efectiva de temperatura se calcula sin el factor de corrección del DTML (Fn). Sin embargo, se usa una temperatura de entrada modificada (igual a la temperatura de entrada al proceso más un tercio de la diferencia entre la temperatura de entrada y salida). Esta temperatura de entrada modificada considera los efectos de la mezcla que ocurre entre el líquido de entrada y la “piscina” de líquido en la marmita. (Se asume que el líquido entrando está en su punto de ebullición y que no existen “zonas” distintas para precalentamiento y vaporización). 4. El coeficiente de película y la caída de presión del fluido se calculan usando los métodos apropiados para el lado donde no ocurre la vaporización: a. “Sin cambio de fase”, se usa el método explicado en el Documento PDVSA–MDP–05–E–01. b. Para vapor, o para hidrocarburos condensándose, se usa h = 6800 W/m2°C (1200 BTU/hr pie2°F) y normalmente se deprecia la caída de presión. El coeficiente de película usado en el lado donde ocurre la vaporización es el promedio del coeficiente de película del líquido y un coeficiente para la ebullición de 1700 W/m2°C (300 BTU/hr pie2°F). Para el coeficiente de película del líquido se usa el valor mayor entre aquel dado por la convección natural o la convección forzada. Los coeficientes respectivos son ajustados dependiendo de la fracción de la carga de calor total que se utiliza en la transferencia de calor latente. Como se menciona en la subsección 5.1 de este documento, el coeficiente para la ebullición está limitada a 1700 W/m2°C (300 BTU/hr pie2°F) para prevenir la interferencia de vapor.
  16. 16. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 15 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 5. Las consideraciones del diseño mecánico para rehervidores y enfriadores son iguales a las de otros equipos de tubo y carcaza. Para recomendaciones prácticas vea la Subsección 5.7 del Documento PDVSA–MDP–05–E–01. 6. Para los rehervidores de circulación natural, se debe hacer un balance de presión cinética para determinar la distancia vertical requerida entre la línea tangente al fondo de la torre y el fondo de los rehervidores. Básicamente el procedimiento consiste en igualar las pérdidas de presión (estática y por fricción) a las ganancias de presión en el sistema y resolviendo para la elevación requerida. 5.2.3 Precalentadores Para calcular este tipo de equipos, el precalentador se divide en dos zonas: una zona de precalentamiento de líquido y una zona de vaporización. Cada zona se calcula entonces como un intercambiador separado. La zona de precalentamiento de líquido se dimensiona usando el procedimiento para cálculos “sin cambio de fase”, y la zona de vaporización se dimensiona usando el procedimiento para rehervidores de bombeo directo (convección forzada). Las DTML individuales y los coeficientes son combinados proporcionalmente dependiendo de las cargas relativas de las dos zonas. Ver la Subsección 5.7 del Documento PDVSA–MDP–05–E–01 para una discusión sobre selección de tubos, consideraciones mecánicas de diseño, etc. 5.2.4 Recuperadores de Calor Los siguientes comentarios suponen la generación de vapor usando tubos convencionales (de superficie no–extendida). Orientación del intercambiador Las unidades pueden ser instaladas en la posición vertical u horizontal, y pueden tener uno o más pasos de tubo. En general en el pasado las unidades verticales de un solo paso se han usado exitosamente (en servicios de gas de combustión, en la regeneración de catalizadores y de reactores de lecho fijo). Sin embargo, en años recientes, las unidades horizontales de un paso de tubo se usan cada vez con más frecuencia (ejemplo, calderas de recuperación de calor en el efluente de un reformador). ¿Vaporización en el lado de la carcaza o en el lado de los tubos? El vapor se genera normalmente en la carcaza (diseño pirotubular) por las razones siguientes: 1. El fluido caliente frecuentemente está tan sucio que se debe pasar a través de los tubos.
  17. 17. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 16 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 2. Con agua limpia de caldera se permite usar un haz de tubo no removible (Unidad de cabezal fijo) con espaciado de tubo triangular. Este tipo de construcción resulta en una unidad compacta con un bajo costo inicial. 3. Existe menos diferencial de expansión entre el tubo y la carcaza. Cuando la presión del vapor es considerablemente más alta que la del fluido caliente, puede ser ventajoso generar el vapor en los tubos para evitar un costo extra por una carcaza de alta presión. Selección de tubos 1. De las instalaciones que recuperan calor de los gases de combustión en un regenerador catalítico o efluente del reformador, el número de tubos está basado en mantener una velocidad del gas de 30 m/s (100 pie/s). Para gases de combustión de regenerador de catalizador, use tubos de 63.5 mm (2.5 pulg) de diámetro externo, y 5 BWG. Para efluente de reformador, el tamaño mínimo nominal del tubo es 50.8 mm (2 pulg) de diámetro externo, y 10 BWG. La longitud del tubo varía para cada instalación, dependiendo del área de superficie requerida. Si es necesario, la longitud del tubo puede ser 7.6 m o más (ver Subsección 5.7 del Documento PDVSA–MDP–05–E–01). 2. Los reactores de lecho fijo para procesos exotérmicos son frecuentemente construidos como los intercambiadores de tubo y carcaza. En estas unidades, los hidrocarburos pasan a través de los tubos los cuales están llenos con catalizador. El vapor es generado en el lado de la carcaza. Para este servicio, se usan tubos de 63.5 mm (2.5 pulg) de diámetro externo y 5 BWG. El número y la longitud de los tubos varían para cada instalación, dependiendo en los requerimientos del proceso como también en los requerimientos de la transferencia de calor. Los reactores generadores de vapor para plantas de polimerización han sido diseñados con carcazas de 1.2 metros (4 pie) de diámetro interno, y 180 tubos con 9.1 m (30 pie) de longitud. Flujo de circulación de agua Para eliminar la posibilidad de tubos secos, diseñe para un cociente en peso de agua/vapor en la salida de aproximadamente 10/1 para una densidad de calor de 47300 W/m2 (15000 BTU/hpie2) y 15/1 en la salida para una densidad de calor de 78900 W/m2 (25000 BTU/hpie2). Existen diseños con tubos de superficie extendida que requieren un flujo de circulación de 40/1 para asegurar la condición de tener las paredes mojadas a una densidad de calor de 31500 W/m2 (100000 BTU/hpie2). (Nótese que la condición de tener las paredes mojadas depende, adicionalmente al flujo de circulación, de otras variables como diferencia de temperaturas, geometría, orientación, etc).
  18. 18. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 17 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Elevación del tambor separador de vapor Para determinar la elevación del tambor de vapor sobre el generador, es necesario calcular un balance detallado de presión a través del circuito agua–vapor. 5.3 Método manual de diseño Para refrescar conocimientos básicos se recomienda consultar el Documento PDVSA–MDP–05–E–01 (Intercambiadores de calor: principios básicos), en especial las subseccciones 4.6, 4.7, 4.8 y la sección 5. El procedimiento de cálculo manual a usar, se presenta en detalle en el manual de diseño del HTRI, sección D, subsección D5, con los siguientes temas cubiertos: ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁD5.1 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDiseño de rehervidores internos y de marmita. ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁD5.2 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁRehervidores horizontales de termosifón. ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D5.3 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Rehervidores verticales de termosifón con vaporización en el lado de los tubos. ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D5.4 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Rehervidores verticales de termosifón con vaporización en el lado de la carcaza. ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁD5.5 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁRehervidores de circulación forzada ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁD5.6 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁConsideraciones especiales de diseño Es conveniente notar que estos procedimientos incluyen cálculos relacionados con tubos aleteados. Debido a que en el manual de diseño de HTRI los procedimientos están lo suficientemente bien explicados, no se presentará dicha información aquí, por lo cual se le recomienda al lector consultar dicha bibliografía, que está disponible a nivel corporativo. 5.4 Método automatizado de diseño Dado que los programas de HTRI son el procedimiento computarizado oficial de cálculo para PDVSA y sus filiales, remitimos al lector a los programas “RKH–3”, el cual diseña y evalúa rehervidores termosifones, de marmita e incrustados en columnas, del tipo horizontal; y “RTF”, el cual diseña y evalúa rehervidores termosifones y de flujo forzado, con los tubos verticales, rehervidores de flujo forzado, con los tubos horizontales. Se pueden iniciar cálculos automatizados usando el programa “HEXTRAN” (Ver documento PDVSA–MDP–05–E–01), de la companía “SIMSCI”. Remitimos al lector al manual del programa HEXTRAN para mejores detalles. 6 INTERCAMBIADORES PARA CONDENSACIÓN 6.1 Tipos de equipos y aplicaciones Los equipos de condensación se pueden clasificar genericamente en los siguientes tipos :
  19. 19. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 18 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 1. Tubular.– La condensación toma lugar en un bancos de tubos, ya sea en su interior o exterior de los tubos, dependiendo de los requerimientos del proceso. En la industria de generación eléctrica, la condensación usualmente tiene lugar en la parte exterior de los tubos. Los bancos de tubos son montados en cajas diseñadas para permitir el facil acceso del vapor desde la turbina. En la industria de procesos químicos y de refinación, usualmente los condensadores tubulares son del tipo convencional de tubo y carcaza, donde el banco de tubos es montado dentro de una carcaza cilíndrica. En este caso la condensación puede ocurrir tanto en la carcaza como en el interior de los tubos, dependiendo de los requerimientos de proceso con particular enfasis en las características de ensuciamiento del medio de enfriamiento. En cuanto a su orientación, esta puede ser horizontal o vertical, dependiendo del tipo de aplicación. Por ejemplo, un condensador horizontal con la condensación en los tubos es típico en aquellos casos de condensación de vapores a alta presión. 2. Condensadores enfriados por aire.– La condensación se efectua en el interior de un banco de tubos (usualmente aleteados) sobre los cuales fluye aire por convección natural o forzada. Este tipo de unidad es algunas veces usada en la industria de generación eléctrica, en aquellos lugares donde la disponibilidad de agua de enfriamiemto es baja. En general, estos condensadores no presentan mayores problemas en su operación y diseño, pero deben ser diseñados asegurando que el flujo es horizontal o con una pequeña inclinación hacía abajo y con una distribucióm uniforme del flujo en los tubos. 3. Condensadores de placas.– Este tipo incluye los condensadores “plate–and–frame and plate– and–fin”. Para mayores detalles sobre este tipo de unidades ver documento PDVSA–MDP–05–E–01. 4. Condensadores de contacto directo.– En este tipo de equipos, el medio enfriante entra en contacto directo con el vapor a condensar, eliminando el superficie de transferencia de calor. Para servicios corrosivos y/o sucios este tipo de unidad es a veces la mejor opción. 6.2 Zonificación del condensador En el establecimiento de las zonas, se supone que el coeficiente de transferencia de calor es constante dentro de la zona y que el retiro de calor es directamente proporcional al cambio de temperatura dentro de la zona. De esto uno puede ver que mientras mayor sea el número de zonas, mayor será la precisión del diseño del condensador. Desafortunadamente, el cálculo de cada zona consume tanto tiempo que resulta impráctico calcular a mano más de dos o tres zonas. Como se ilustra en la Figura 4., las zonas usuales son: 1. Vapor enfriándose
  20. 20. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 19 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 2. Vapor enfriándose + condensación de hidrocarburo y sub–enfriamiento 3. Vapor enfriándose + condensación de agua y sub–enfriamiento + condensación de hidrocarburo y sub–enfriamiento La Figura 4. tiene algo de simplificación, el fluido enfriador se ilustra para una unidad con un paso de tubo. En esta secuencia típica, el punto de rocío del hidrocarburo está por arriba del punto de rocío del vapor. Si el punto de rocío del vapor ocurre primero, la zona 2 se elimina automáticamente. Cuando se desea mayor precisión, la zona 3 se divide algunas veces en dos “sub–zonas” de aproximadamente igual carga de calor. En la ausencia de desrecalentamiento, en condensación de vapor o cualquier otro corte brusco en la curva de desprendimiento de calor, una zona del condensador es adecuada. 6.3 Consideraciones de diseño Los pasos siguientes son básicos en el diseño de una unidad para condensar mezclas complejas de hidrocarburos en presencia de vapor. 1. Determine el punto de rocío del hidrocarburo 2. Determine el punto de rocío del vapor 3. Determine el calor desprendido en cada zona 4. Determine el DTML simple de cada zona, después el ∆tew (Diferencia de temperatura media logarítmica ajustada), °C (°F)) 5. Estime el coeficiente total (ejemplo, área total) para el condensador; determine las características mecánicas 6. Calcule el área requerida para cada zona; sume las áreas 7. Ajuste las características mecánicas de la unidad hasta que el total del área asumida sea igual a la suma de las áreas calculadas para cada zona. Estos pasos básicos serán discutidos a continuación en términos generales. 6.3.1 Punto de rocío y curva de vaporización Para la condensación de mezclas complejas, el punto de rocío del hidrocarburo se halla haciendo reducciones de temperatura por tanteo hasta encontrar el punto donde la presión de vapor del hidrocarburo es igual a la presión parcial ya conocida. (En el caso usual del producto de tope del fraccionador, el hidrocarburo está ya en su punto de rocío). El punto de rocío del vapor es más difícil, debido a que el número total de moles de vapor cambia entre el punto de rocío del hidrocarburo y el punto de rocío del
  21. 21. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 20 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma vapor. Este cambio en composición debe ser determinado antes que el punto de rocío pueda ser calculado. Es usual suponer que a medida que la condensación progresa, el vapor y el líquido mantienen una composición de equilibrio. Es por esto que la composición y las propiedades térmicas del sistema son obtenidas de los cálculos de vaporización de equilibrio. Estos cálculos predicen una “curva de vaporización”, la cual es un gráfico de temperatura vs. el porcentaje no condensado. La curva de vaporización no se construye completa; se calculan varios puntos de la curva de expansión volumétrica y éstos se grafican y se conectan con líneas rectas. La curva de vaporización molar pasa un poco por debajo de la curva volumétrica y la curva de vaporización de peso pasa por arriba de la curva volumétrica. Por simplicidad, la separación de las curvas se asume proporcional al ancho del rango de ebullición en el corte. Las tres curvas se grafican en el mismo grafico y se usan para predecir composiciones y temperaturas de las fases de vapor y líquido a medida que la condensación progresa. El punto de rocío del vapor se calcula reduciendo la temperatura del sistema por tanteo hasta encontrar la temperatura donde la presión de vapor del agua es igual a la presión parcial calculada. 6.3.2 Calor desprendido por zonas Las siguientes cargas de calor son calculadas en la zona en que ocurren. Todas las cargas ocurren simultáneamente sólo en la tercera zona. 1. Enfriamiento del líquido entrante. 2. Enfriamiento del vapor y el gas que no se condensa. 3. Enfriamiento del vapor de HC condensándose. 4. Enfriamiento del condensado de hidrocarburo. 5. Enfriamiento del vapor de agua condensándose. 6. Enfriamiento del condensado de vapor. 7. Remoción del calor latente de vaporización, hidrocarburo. 8. Remoción del calor latente de vaporización, vapor. Para calcular las cargas 3, 4, 5 y 6, se debe suponer que 50% del material es enfriado con el 100% del cambio de temperatura de la zona. A pesar de que las gráficas de entalpía pueden ser usadas en estos cálculos, el uso de los calores específicos promedios y los calores latentes promedios es adecuado en la mayoría de los casos. Note que cuando las gráficas de entalpía son usadas, los puntos 7 y 8 deben ser calculados a la temperatura promedio (en vez de a las condiciones de entrada o salida) para evitar duplicar la porción de la carga de calor sensible.
  22. 22. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 21 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 6.3.3 Gradiente de temperatura Después de calcular las cargas de calor por zona, se puede estimar el promedio prorrateado de la DTML (∆tew). Esto se hace calculando el DTML para cada zona y después prorrateando el DTML de acuerdo a la cantidad de calor transferido en la zona. La ecuación convencional es como sigue: Dtew + Q qdh Dtdh ) qds Dt ds ) qsc Dt sc Ec. (1) Para la definición de símbolos, ver la nomenclatura. Todo ∆t de cada zona se corrige para el flujo en contracorriente, multiplicando éste por Fn, el cual se calcula usando las temperaturas terminales de la zona. Este uso de Fn no está teóricamente comprobado, pero está justificado por conveniencia, para asegurar que se especifiquen suficientes pasos en la carcaza para satisfacer la temperatura de cruce del diseño. El uso de esta ecuación para el prorrateo de ∆t es estrictamente una convención industrial. Esta dá el valor verdadero de ∆tew sólo cuando el coeficiente es constante a través de todo el condensador y esta condición, por supuesto, casi nunca se mantiene. Pero, debido a que la ecuación ha sido adoptada por la gran mayoría, el uso de otro método para prorratear ∆t puede crear confusión para los suplidores de intercambiadores. Actualmente, ∆tew no entra en el diseño de condensadores y su valor no es de real importancia. El diseño está basado en la sumatoria de las áreas de las zonas, las cuales son calculadas con los t individuales de cada zona. El ∆tew total se estima sólo para reportar un Uo total promedio. 6.3.4 Coeficiente de transferencia de calor Condensación en el lado de la carcaza. Desde el punto de vista analítico, un condensador es un equipo extremadamente complejo. No existe un planteamiento teórico, el cual prediga satisfactoriamente los efectos del gran número de variables involucradas. La aproximación usada en este manual no es un análisis teórico, si no un intento empírico que considera varios fenómenos que ocurren simultáneamente en un condensador. Esta aproximación envuelve los mecanismos siguientes: 1. El vapor es enfriado por convección forzada. 2. El líquido es enfriado por “goteo” de tubo a tubo. 3. El líquido es enfriado por convección forzada en el fondo de la carcaza. 4. Condensación.
  23. 23. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 22 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma En cada zona del condensador, se calcula un coeficiente de transferencia para cada uno de los mecanismos. El coeficiente de transferencia de cada zona es entonces evaluado por prorrateo y promedio de los coeficientes individuales: hzona + Qzona q1 hi ) . . . q4 h4 Ec. (2) (Los subscritos se refieren a los mecanismos previamente mencionados). El coeficiente total de la zona es entonces calculado con la ecuación usual de resistencia: 1 Uzona + 1 Uzona ) ro ) rW ) rio ) Rio Ec. (3) y el área de: hzona + Qzona Uzona Dtzona Ec. (4) El área total del condensador es simplemente la suma de las áreas de las zonas. Para calcular los coeficientes del enfriamiento de vapor y el enfriamiento de líquido “Flujo de Fondo” se debe usar la cantidad promedio de vapor y líquido en la zona. El coeficiente de “enfriamiento por goteo” se toma como 1.5 veces el coeficiente de condensación. Se supone arbitrariamente que la mitad de la carga de calor en el enfriamiento del líquido es absorbida por “enfriamiento por goteo” y la otra mitad por “flujo de fondo” (para zonas con todo el vapor entrando). Para intercambio entre el efluente de un desulfurador y su alimentación y otros servicios similares donde exista un pico en la curva T–Q de las dos corrientes, cada carcaza del arreglo final debe ser verificada gráficamente para el cruce de temperatura (ejemplo, grafique la temperatura del lado de la carcaza y del lado del tubo vs. las curvas de la carga en un solo gráfico y compare las temperaturas de entrada vs. salida de cada carcaza). Si ocurre un cruce de temperatura, el área de la carcaza o el número de carcazas se debe ajustar para remover el cruce. Para todo lo relacionado con cálculos rigurosos, consultar la subsección 6.7 para cálculos manuales, y la 6.8 para cálculos computarizados. Condensación en el lado del tubo La condensación dentro de los tubos es poco usada en la industria. Por lo tanto, poco se sabe acerca de los coeficientes de transferencia en tal servicio. En general, los coeficientes son más bajos que para la condensación en el lado de la carcaza.
  24. 24. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 23 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Si el condensador es de forma vertical, el análisis de Nusselt es sin duda tan válido dentro de los tubos como fuera de ellos. Pero, en el caso usual, tal como un condensador con aletas, la unidad estaría horizontal. Esto tiende a llenar parte de la sección transversal de los tubos con condensado, interfiriendo con parte del área de condensación. Este mecanismo está completamente fuera del trabajo de Nusselt. Para todo lo relacionado con cálculos rigurosos, consultar la subsección 6.7 para cálculos manuales, y la 6.8 para cálculos computarizados. 6.3.5 Caida de presión La caída de presión en condensadores es una variación compleja de flujo en dos fases que no a podido ser analizada teóricamente de manera satisfactoria. Sin embargo, los datos son flexibles para correlacionar y tales correlaciones son reportadas frecuentemente en la literatura. Para todo lo relacionado con cálculos rigurosos, consultar la subsección 6.7 para cálculos manuales, y la 6.8 para cálculos computarizados. 6.4 Consideraciones especiales de diseño para condensadores sin tambor Cuando se diseñan condensadores sin tambor, se deben seguir los criterios de diseño dados a continuación: 1. La superficie del condensador debe ser 110% de la superficie requerida para condensar de esta manera la superficie que normalmente está cubierta por líquido. 2. El condensador debe estar equipado con una ventilación de 50 mm (2 pulg) ubicada tan cerca como sea posible del extremo de salida del líquido. 3. Una bota para la separación del líquido y vapor debe ser colocada a la salida del condensador. Botas hasta de 350 mm (14 pulg) de diámetro deben ser dimensionadas para una velocidad del líquido de 0.3 m/s (1 pie/s). La velocidad en botas de 400 mm (16 pulg) y más debe ser limitada a 0.45 m/s (1.5 pie/s). La bota debe tener una longitud de 0.9 a 1.5 m (3 a 5 pie). 4. La carcaza del condensador debe estar equipada con una ventana manométrica que cubra el diámetro entero de la carcaza y la bota. 5. El condensador debe ser elevado lo suficiente para satisfacer los requerimientos de NPSH de la bomba con la bota del condensador vacía. De cualquier manera, el fondo de la carcaza del condensador debe tener un mínimo de 6 m (20 pie) por encima del nivel del piso. 6. En la bota del condensador se debe instalar un deflector antivórtice. 7. El condensador debe estar ubicado con su extremo de la toma de líquido en el lado de la bomba de la estructura. Toda la tubería de succión de la bomba
  25. 25. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 24 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma debe estar inclinada hacia abajo en dirección a la bomba. Los tubos horizontales en la succión de la bomba deben estar inclinados por lo menos 167 mm por m (2 pulg por 100 pie). 8. Las líneas de succión de la bomba, hasta e incluyendo 80 mm (3 pulg) de diámetro, no deben tener una velocidad del líquido en exceso de 0.45 m/s (1.5 pie/s). Las líneas de 100 a 200 mm (4 a 8 pulg) deben estar limitadas a 0.68 m/s (2.25 pie/s). Para un diámetro de 250 mm (10 pulg) y mas grande, la velocidad del líquido no debe exceder 1.06 m/s (3.5 pie/s). 9. Las bombas deben ser de servicio pesado. 10. Las bombas deben estar equipadas con una línea de recirculación para retornar corrientes aguas arriba del condensador. La línea de recirculación debe estar equipada con una válvula de bloqueo y un orificio de restricción dimensionado para 25% de la capacidad normal de la bomba. 6.5 Criterios de selección para condensadores Una gran variedad de configuración de condensadores ha sido utilizado en los procesos industriales, tal como se planteó en la subsección 6.1, y la selección del tipo de condensador adecuado a un caso específico no es facil. La definición, en términos generales, de un criterio de selección se dificulta dada la complejidad del problema. Naturalmente la experiencia del diseñador es un importante factor y no es posible reemplazarlo por un criterio generalizado. En esta subsección se presenta un proceso de selección en término de una serie de preguntas que se presentan a continuación. 1. ¿Tipo de medio de enfriamiento? .– Siempre que sea posible es aconsejable utilizar el calor desprendido en la condensación dentro del proceso, para calentar otra corriente. En ultimo caso este debe ser enviado hacía el medio circundante vía una corriente de servicio. 2. ¿Disponibilidad del agua de enfriamiento a bajo costo ?.– En la ausencia de un suministro económico de agua se debe usar enfriadores de aire como condensadores. 3. ¿Uso de intercambiadores de placa? .– Estas unidades son usualmente mas baratas que otras, dado su construcción modular, pero no son recomendables para usar con material tóxico o inflamable o en servicios de vapores a baja presión, dada su alta caida de presión. 4. ¿Vapores condensados, sucios y/o corrosivos?.– Si la respuesta es positiva se debe considerar el uso de condensadores de contacto directo. En caso contrario, las unidades de tubo y carcaza son normalmente la mejor opción, y en servicios de vapores a baja presión o medio de enfriamiento a alta presión, es preferible que la condensación ocurra en la carcaza.
  26. 26. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 25 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 5. ¿Condensación total de una mezcla de multicomponentes?.–Para este servicio no son recomendables los condensadores de contacto directo. 6. ¿Se requiere para una operación de reflujo?.– Si la respuesta es si, el tipo de unidad mas adecuada es el condensador de reflujo de tubo vertical. 7. ¿Orientación requerida?.– En general los condensadores verticales son preferidos desde el punto de vista de la transferencia de calor, pero los condensadores horizontales son mas comunmente usados, por razones de diseño de planta. 6.6 Consideraciones de diseño para condensadores de tope en columnas de destilación al vacío Debido a que la mayor parte de la carga de calor en condensadores de tope de columnas de destilación al vacío es por condensación del vapor deagua, hay que considerar lo siguiente: 1. Use un coeficiente de transferencia de 738 W/m2°C (130 BTU/hpie2°F). (Los valores entre 625 y 738 W/m2°C (110 a 130 BTU/hpie2°F) han sido usados en diseños pasados). 2. Para calcular la diferencia efectiva de temperatura, use la temperatura de rocío del vapor en vez de la temperatura de rocío del hidrocarburo como la temperatura de entrada de la zona. 3. Diseñe para una caída de presión de 0.4 a 1.6 kPa (3 a 12 mm Hg). La caída de presión debe ser estimada basada en la mitad de la caída de presión calculada usando las condiciones del vapor entrando. (Diseños anteriores han usado frecuentemente flujo dividido, carcazas TEMA tipo J con segmento doble, disco modificado y corona, los deflectores a/o cerca del máximo espaciado de deflectores para obtener valores bajos de caída de presión). 4. Estime la caída de presión de la boquilla basado en la pérdida de tres cargas de cabezal de velocidad para las boquillas de entrada y salida. 6.7 Método manual de diseño Para refrescar conocimientos básicos se recomienda consultar el Documento PDVSA–MDP–05–E–01 (Intercambiadores de calor: principios básicos), en especial las subseccciones 4.6, 4.7, 4.8 y la sección 5. El procedimiento de cálculo manual a usar, se presenta en detalle en el manual de diseño del HTRI, sección D, subsección D4, con los siguientes temas cubiertos: ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ D4.1 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Introducción al diseño de condensadores. ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D4.2 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Condensadores verticales con condensación en el lado de los tubos.
  27. 27. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 26 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D4.3 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Condensadores horizontales con condensación en el lado de los tubos. ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D4.4 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Condensadores horizontales con condensación en el lado de la carcaza, con tubos simples. ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D4.5 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Condensadores verticales con condensación en el lado de la carcaza, con tubos simples. ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ D4.6 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Condensadores horizontales con condensación en el lado de la carcaza, con tubos aleteados. ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ D4.7 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Consideraciones especiales de diseño Debido a que en el manual de diseño de HTRI los procedimientos están lo suficientemente bien explicados, no se presentará dicha información aquí, por lo cual se le recomienda al lector consultar dicha bibliografía, que está disponible a nivel corporativo. 6.8 Método computarizado de diseño Dado que los programas de HTRI son el procedimiento computarizado oficial de cálculo para PDVSA y sus filiales, remitimos al lector al programa “CST–2”, el cual diseña condensadores de tubo y carcaza y evalúa el desempeño para aquellos geométricamente especificados. Se pueden iniciar cálculos autotizados usando el programa “HEXTRAN” (Ver documento PDVSA–MDP–05–E–01), de la companía “SIMSI”. Remitimos al lector al manual del programa HEXTRAN para mejores detalles.
  28. 28. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 27 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 7 NOMENCLATURA ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ En unidades SI ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ En unidades inglesas ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁA’ ÁÁÁ ÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ1 + Y (K–1) ÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁA ÁÁÁ ÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁArea total del intercambiador ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁm2 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁpie2 ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁAzona ÁÁÁ ÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁArea por zona del intercambiador ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁm2 ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁpie2 ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁB ÁÁÁÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVelocidad del producto de fondo ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁkgmol/s ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁlbmol/hr ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ DTML ÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Diferencia de temperatura media logarítmica ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ °C ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ °F ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ hzona ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Coeficiente de transferencia de calor por zona ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ W/m2 °C ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ BTU/hpie2 °F ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁFn ÁÁÁ ÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFactor de corrección del DMTL ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ K ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Constante de equilibrio del componente clave liviano ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁQ ÁÁÁ ÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁTotal de la carga de calor transferido ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁW ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁBTU/h ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ qdh ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Carga de calor transferido en la zona de desrecalentamiento ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ W ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ BTU/h ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ qds ÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Carga de calor transferido en la zona de condensación de hidrocarburo ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ W ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ BTU/h ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ qsc ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Carga de calor transferido en la zona de condensación de vapor de agua ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ W ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ BTU/h ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁNL ÁÁÁÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVelocidad líquido del último plato ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁkgmol/s ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁlbmol/hr ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁNV ÁÁÁ ÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVelocidad del vapor del rehervidor ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁkgmol/s ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁlbmol/hr ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁSF ÁÁÁ ÁÁÁ= ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁFracción de la etapa teórica ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Uc ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Coeficiente total limpio de transferencia de calor ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ C ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ BTU/hpie2 °F ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Uo ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Coeficiente total de servicio de la transferencia de calor ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ W/m2 °C ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ BTU/hpie2 °F ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Y ÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Fracción molar vaporizada en el rehervidor ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Dtdh ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Diferencia de temperatura media logarítmica en la zona de desrecalentamiento ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ °C ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ °F ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Dtds ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Diferencia de temperatura media logarítmica en la zona de condensación de hidrocarburo ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ °C ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ °F ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁ Dtew ÁÁÁ ÁÁÁ ÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Diferencia de temperatura media logarítimica efectiva ajustada ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ °C ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁ °F ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Dtsc ÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁ = ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ Diferencia de temperatura media logarítmica en la zona de condensación de vapor ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ °C ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ °F
  29. 29. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 28 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma 8 APENDICE Figura 1 Tipos de rehervidores Figura 2 Componentes de un rehervidor tipo marmita Figura 3 Dimensionamiento de rehervidores tipo marmita Figura 4 Curva tipica de desprendimiento de calor (T–Q)
  30. 30. REHERVIDOR LIQUIDO DEFONDO PLATODE FONDO PRODUCTO REHERVIDORESDEUNSOLOPASO REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 29 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Fig 1. TIPOS DE REHERVIDORES
  31. 31. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 30 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma FIG 1. TIPOS DE REHERVIDORES (CONT.) ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁREHERVIDORES VERTICALES DE TERMOSIFON ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDESVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Mas baratos (Normalmente) 2. El lado de proceso es fácil de limpiar. 3. Area compacta de planta para construcción 4. Se soporta fácilmente 5. Bajo tiempo de residencia en el lado del proceso (tendencia a ser menos sucio) 6. Buen control (Vía válvula en la línea de alimentación) ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Se requiere elevación de la torre para la circulación. Muy sensitivo a fluctuaciones operativas 2. Requiere un cabezal constante de líquido de alimentación 3. La torre requiere deflectores internos para aproximarse a un plato teórico 4. Se debe limitar a un 50% la vaporización máxima. Sin embargo, un % más bajo permite una mejor operación 5. Alta temperatura de salida para materiales de amplio rango de ebullición ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁREHERVIDORES HORIZONTALES DE TERMOSIFON ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDESVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. El lado que calienta es fácil de limpiar 2. Requiere menos elevación de la torre que en un termosifón vertical 3. Bajo tiempo de residencia en el lado del proceso 4. Buen control (Vía válvula en la línea de alimentación). Menos sensitivos a fluctuaciones operativas que los termosifones verticales ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Requiere más área de planta para construcción 2. La tubería para el vapor generado puede ser complicada (tubos de 5 y 6m de largo –16 y 20 pies–, requieren dos salidas de vapor) 3. El lado del proceso es difícil de limpiar 4. % de vaporización máxima 5. La torre requiere deflectores internos para aproximarse a un plato teórico 6. Alta temperatura de salida para materiales de amplio rango de ebullición ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁREHERVIDORES DE UN SOLO PASO (VERTICAL U HORIZONTAL) ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDESVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Las mismas que los anteriores 2. Equivalente a un plato teórico 3. Temperatura del producto de fondo se mantiene lo más baja posible 4. Fondo de la columna totalmente utilizable para volumen de retención de líquido ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Las mismas que los anteriores 2. Columna debe elevarse más para proporcional cabezal de líquido necesario para operar el termosifón. 3. Peligro de una vaporización excesiva por paso (Alto ensuciamiento) 4. Diseño de tubería de circulación es crítico 5. Puede fugar material hacia el plato superior al de fondo, si falla el sello
  32. 32. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 31 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma FIG 1. TIPOS DE REHERVIDORES (CONT.) ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁREHERVIDORES DE MARMITA ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDESVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Permite una gran vaporización de la carga (80% para alimentación normal y 100% para alimentaciones limpias) 2. Internos sencillos en la torre 3. Temperatura del producto de fondo se mantiene lo más baja posible 4. Equivalente a un plato teórico 5. Requiere la más baja elevación de la torre 6. Vertedero mantiene nivel constante de líquido sobre los tubos ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Construcción costosa del intercambiador 2. Baja acumulación de producto de fondo en la torre 3. Alta acumulación de fluído de proceso (sucio) en el equipo 4. Lado del proceso difícil de limpiar 5. Tiende a acumular sedimentos 6. Requiere mayor área de planta para construcción ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁREHERVIDORES INTERNOS O INCRUSTADOS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ VENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ DESVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Las del rehervidor de marmita, más: 2. Ahorra costos por que no se requiere carcaza, ni tubería de circulación 3. No necesita área de planta ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Limitación en la longitud del haz 2. Brida grande en la columna 3. Lado del proceso difícil de limpiar 4. Uso impráctico en columnas de diámetro pequeño 5. Gran tendencia a formar incrustaciones ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁREHERVIDORES DE BOMBEO DIRECTO ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁDESVENTAJAS ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Usualmente es mejor para servicios viscosos ó sucios 2. Control total del flujo de circulación 3. Capaz de alto caudal de circulación 4. El mejor para altos requerimientos de superficie 5. Operabilidad a muy bajos caudales 6. Puede usar intercambiadores con tubos estándar, y tubería más pequeña, comparado con los de circulación natural. ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ ÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁÁ 1. Costos de bombeo 2. Requiere elevar más la torre para satisfacer el NPSH de la bomba
  33. 33. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 32 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Fig 2. COMPONENTES DE UN REHERVIDOR TIPO MARMITA
  34. 34. 3. SERVICIO REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 33 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Fig 3. DIMENSIONAMIENTO DE UN REHERVIDOR TIPO MARMITA
  35. 35. REVISION FECHA MANUAL DE DISEÑO DE PROCESO TRANSFERENCIA DE CALOR INTERCAMBIADORES DE CALOR INTERCAMBIADORES DE TUBO Y CARCAZA OCT.950 PDVSA MDP–05–E–02 Página 34 PDVSA .Menú Principal Indice manual Indice volumen Indice norma Fig 4. CURVA TIPICA DE DESPRENDIMIENTO DE CALOR (T–Q)

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