Diseño Termico Fin Fan

8/17/2019 Diseño Termico Fin Fan

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DISEÑO TERMICO

Existe un conjunto de parámetros que deben especificarse en el diseño de

intercambiadores enfriados por aire tales como ancho y longitud de La bahía,

numero de hileras, espacio entre tubos, temperaturas de proceso, temperatura de

diseño del aire, etc.

Los criterios preliminares corresponden a los aspectos térmicos y comerciales

principalmente.

1. Los intercambiadores largos de un solo paso son por lo general los mas

económicos. Para su utilización se requiere disponer de espacio físico.

2. Los tubos utilizados son de 1 pulgada de diámetro exterior 14 BWG, con

aletas de aluminio de 5/8 de pulgadas de alto.

3. El número de aletas utilizadas son 8 u 10 aletas por pulgadas, aunque

existen en el mercado la configuración de 9 aletas por pulgadas.

4. El espaciamiento entre centros de tubos es de 2 2/8 y 2 ½ de pulgadas. Su

selección depende de las resistencias interior y exterior del tubo.

Si hi> he , se justifica un espaciamiento de 2 ½ in.

Si hi< he , se justifica un espaciamiento de 2 3/8 in.


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5. El ancho de la bahía es de 4 u 8 ft o combinación de ambos.

6. Los ventiladores tienen un diámetro de 11 ft, con 6 u 8 aspas y están

diseñados para rotar a 300 r.p.m.

7. La utilización de circulación de aire forzada o inducida depende de las

características climatológicas y del proceso, según se especifica en la tabla

2

8. La velocidad de diseño del aire a través de la cara, a 70 ºF y 14.7 Psia, es

de 675ft/min.

9. Se utiliza normalmente entre 3 y 8 hileras.

10. La temperatura de diseño del aire corresponde a la mayor temperatura

registrada en el año. Durante la época del verano.

Rutina de Cálculos para el diseño Térmico.

Para la realización de los cálculos requeridos en el diseño térmico de los

enfriadores por aire, se debe proceder de la siguiente manera:

Especificaciones de diseño:

1. especificar las condiciones del proceso. Debe reportarse los siguientes

parámetros:

Especificaciones del Fluido de Proceso:

Temperaturas de entrada y salida (TP1 y TP2).


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Viscosidad (µ)

Conductividad (k)

Calor específico a presión constante. (Cp).

Flujo Másico (m)

Factor de incrustación (ff1)

Caída de Presión Permisible (∆Padm)

Especificaciones del aire

Temperatura de Diseño (Ta1)

Especificaciones del enfriador

Numero de hileras de tubos (NH asumido)

Longitud de los tubos (L)

Espaciamiento entre los tubos.

Número de aletas por pulgadas

Del lado exterior del tubo.

2. Asumir la temperatura de salida del aire

3. Asumir el coeficiente global. Anexo A.2

4. Determinar el calor que se requiere extraer.

Sin cambio de fase:

Q = mCp(TP1 - TP2)

Con cambio de fase:

Q = mhfg + mCp (TP1 - TP2)


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5. Determinar la diferencia de temperatura media logarítmica

∆T1= (TP1 – Ta2); ∆T2= (TP2 – Ta1)

=

2

1

21ml

∆ T∆ T

ln

∆ T-∆ T ∆ T

6. Determinar el factor de corrección para flujo cruzado.

a1p2

a1a2

a1a2

p2p1

T-TT-T

T-TT-T

r∆

∆ j;

∆

∆==

De las gráficas del anexo A.3, obtener el factor FN

7. Determinar la diferencia de temperatura efectiva.

∆Te= FN ∆Tml

8. Determinar el área requerida

eTUQ A∆

=

9. Determinar el área de la cara FA

De la tabla del anexo A.4 obtenga el factor RSF

SFHA RN

A F =

10. Determinar el área de flujo libre AFF

De la tabla del anexo A.4 se obtienen los valores de Ao y Ap


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LAA No

t =

H

tPAFF N

N LAFA -=

11. Determinar las propiedades físicas del aire

Temperatura promedio (TAP)

2 TT

T a2a1AP+

=

De las figuras del anexo A.5 obtenga la razón de la densidad, la

viscosidad (µ) y el Factor de Prandl (kPr1/3)

Densidad promedio (ρp)

densidad razón22.1

p = ρ

12. Determinar el flujo másico de aire requerido.

)T-T(C a1a2p3a 10

Q m =

13. Determinar la velocidad másica.

FF

a

Am

G =

14. Determinar el nro de Reynold.De la tabla anexa A.4, obtener Dr.

µ

GD10R r3-e =


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Para subenfriamiento:

F = (1.82 lg (ReD) –1.64)-2

;;k k

iiD

pr

ied

Dh Nu

C P

GD R === µ

µ

( )

wb

1-Pr8f

12.707.1

n

2/35.0

8.0

+

= µ

µ PrRe

8f

Nu D D

hi en W/m2 ºC

k en W/m2 ºC

Di en m

ρ en kg/m3

g en m/s2 (9.81)

n números de pasosL en m

µ en Pa.s (kg/m2s)

m en kg/s

G en kg/m2s

Cp en w.s/KgºC

Caída de presión

Debido a la fricción:

=∆cg

Di

2 ρ

GnlPa2 f


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Debido a entradas y salidas:

1K;g

2 c

=

=∆ ρ

GP2k

Coeficiente Global

18. Eficiencia de la aleta

De la tabla del anexo A.4 obtener la razón de diámetro DoF/Dr

De la tabla del anexo A.4 obtener el espesor medio de la aleta Y

Determinar la abcisa de fig. del anexo A.8 y obtener la eficiencia de aleta Ef

19. Eficiencia de la aleta ponderada.

De la tabla del anexo A.4 determinar la relaciones de áreas Af /Ao y Au /Ao

o

u

o

f f W A

AAA

EE +=

20. Calcular el coeficiente local

De la tabla del anexo A.4 obtener la razón Af /Ar

( ) Ew

o

r

0

o

RAA

U1

rrR wi0i0 +++=

Si oU calculando no se aproxima al oU asumido en el punto 3, en un 10%,

seleccionar un nuevo coeficiente y repetir cálculos.


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Potencia de los Ventiladores

21. Escoger el tipo de circulación en función de la diferencia de temperatura

del aire.

22. Determinar el caudal del aire en condiciones actuales

De la grafica del anexo A.5, obtener la razón de densidad a la

temperatura del aire en el ventilador (Tf = Ta1 para forzado y Tf = Ta2

para inducido)

f M

AAV

densidadderazón1.22 f

a

ρ

ρ

=

=f T

23. Determinar la potencia del Motor

0 ;0;

.85E.65EEE

PAAV W MMDM

a ==∆=

24. Determinar la potencia total del motor

De la gráfica del anexo A.5, obtener la razón de densidad a la

temperatura del aire

f

mima,t

mima,mima,

WW

densidadderazón

1.22 T

T

TT

ρ

ρ

ρ

=

=

Consideraciones de diseño y ejemplo de Cálculos


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Especificaciones

Los datos Básicos para el diseño térmico son las temperaturas de entrada y

salida del fluido a enfriar, la presión de operación, el flujo másico y su coordinación

de entrada, esto es fase líquida o gaseosa. Con esta información se evalúan las

propiedades del fluido de trabajo a la temperatura promedio del proceso.

Para el presente caso se requiere enfriar un hidrocarburo liviano líquido desde 121

ºC hasta 65 ºC, los datos especificados se presentan a continuación.

1. Especificaciones del Proceso de enfriamiento.

Datos del fluido de Proceso:

Hidrocarburo ligero de 48 ºAPI

Propiedades Valor

Cp (Kj/Kg ºC) 0.71

µ (Pas.s) 0.00051

K(W/m ºC) 0.1325

M(Kg/s) 34.43

TP1 (ºC) 121

TP2 (ºC) 65

ff(W/m2 ºC) 0.001


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Por otro lado se requiere establecer la temperatura de diseño del aire, la cual es la

temperatura de entrada del aire al intercambiador.

Esta temperatura debe tomarse como la mayor temperatura al medio día, que se

presenta durante todo el año.

La zona escogida presenta una temperatura máxima promedio de 38 ºC, siendo

esta por lo tanto la temperatura de diseño.

Datos del aire:

Temperatura de diseño: 38 ºC

Debido a que la diferencia de temperatura para el fluido del proceso es de 56 ºC

(mayor de 40 ºC ), se escogió comenzar el dimensionado previo delintercambiador de calor con la longitud de tubo comercial máxima que

corresponda a 9.15 M (30”).

El hecho de que los intercambiadores con menos de tres (3) hileras de tubos no

son económicamente rentables, se tomó en primera instancia que el

intercambiador debía tener cuatro (04) hileras como mínimo y que el número de

pasos debía ser igual a este a fin de evitar complicaciones por las asimetrías, esto

es, cuatro hileras de cuatro pasos.


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Por otro lado, los hidrocarburos tienen una conductancia apreciablemente mayor

que el aire, razón por la cual se escogió la máxima separación entre tubo, con el

número de aletas de aluminio.

Datos del enfriador:

Lado exterior del tubo.A fin de poder comenzar los cálculos debe asumirse la temperatura de salida del

aire, la cual es de 67ºC. En el anexo A.9 se presenta la hoja de cálculo con las

iteraciones realizadas.

2. Temperatura de salida del aire: 67 ºC

3. Coeficiente global de transferencia

Dela nexo A.2 se obtiene que Uo = 30 W/m2 ºC

Se escogió este coeficiente por ser muy cercano al máximo obtenido para

hidrocarburos livianos, buscando la peor condición. Sin embargo, el coeficiente

asumido para el presente cálculo es de 23 W/m2 ºC

4. Calor removido.

Número de hileras (Nh): 4

Número de pasos (NP): 4Longitud del tubo (L): 9.15 m

Separación entre los tubos (SL): 73.02 mm

Nro de aletas (Na): 10 aletas /pulgadas


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Debido a que el fluido de trabajo es líquido, se utiliza la ecuación para

subenfriamiento solamente.

Q = Cp (Tp1 – Tp2)

5. Diferencia Media logarítmica:

∆T1 = Tp1 – Ta2

∆T2 = Tp2 – Ta1

∆∆

∆+∆=∆

2

1

21ml

TT

ln

TT T

6. Factor de corrección para flujo cruzado

a1a2

p2p1

TT TT

r+

+=

a1p2

a1a2

TT

TT J+

−=

Del anexo A.3 se obtiene:

Fn=0.98

7. Diferencia de temperatura efectiva

∆Te = Fn∆TmL

8. Área de transferencia

TeU o ∆=

QA

9. Área de la cara

Del anexo A.4 se obtiene el factor RSF = 22.4


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SFH RN

AF =A

10. Área de flujo libre

Del anexo A.4 se obtiene el área exterior total del tubo Ao = 1.707

m2 /m y el área proyectada de aleta Ap = 0.046 m2 /m. A continuación

se calcula el número de tubos requerido y posteriormente el área de

flujo libre.

LAA

N0

=t

H

tpA N

NLA-FA =FF

11. Propiedades físicas del aire

2

TT T a2a1aP

+=

Del anexo A.5 obtiene la viscosidad, el factor de Prandtl y la razón de

densidad

0.026kP ;Pas0.00002 ;KgCW.s

1040C ;mCW

0.03K 1/3rp ==== µ

Razón de densidad ρ

ρ ref = = 1.12

3mKg

1.089 densidadderazón

1.22 P == ρ

12. Flujo másico de aire requerido


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( )a1a2p TTC

Q ma

+

=

13. Velocidad Másica

FF

a

Am

G =

14. Nro de Reynolds

Del anexo A.4 se obtiene Dr = 41.4mm

µ

Gr3- D10Re =

15. Caída de presión

Del anexo A.4 se obtiene el factor de caída de presión del haz de tubos FBP

= 0.591 y del anexo A.6 se obtiene el factor de fricción o se calcula

mediante la ecuación:

Fr = 0.01887 Re-0.316= 0.001

=∆

PFGNf

1.1P BP2

Hra

ρ

Si la caída de presión no se encuentra en el rango de 0.8 a 1.17 KPa,

ajustar la variación de temperatura o la configuración del haz y repetir los

cálculos.

16. Conductancia del aire.

Del anexo A.4 se obtiene la transferencia del haz de tubos FBH= 246.4 y del

anexo A.7 se obtiene el factor YSH=2.2 x 105

BH

0.27H

1/3SH

o FNKPrY h =


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W

Cm 03.0

1 2==

0

0

h

R

Lado interior del tubo

17. Conductancia del fluido de proceso y caída de presión:

Conductancia

Para el siguiente caso solo se utilizan las ecuaciones que corresponden al

subenfriamiento.

Del anexo A.4 se obtiene Di = 33.88 mm

H

pi N

mN m =

µ

GD Re

iD =

f =(1.82 lg(ReD)-1.64)-2

( )

14.0

wb

1-

+

= µ

µ

2/3r

0.5

r0.8

D

D

P

8

f 12.71.07

PRe8f

Nu

iDkNuh D=i


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Para cada factor de corrección de viscosidad se utilizan los valores

recomendados, el cual es en el presente caso 0.96.

Caída de presión.

=∆c

2

i

pf g

GD

LN2f P

ρ

Perdidas menores

=∆c

2

m g G

2K P

ρ

mf PPP ∆+∆=∆ 8

Coeficiente Global

18. Eficiencia de aleta.

Del anexo A.4 se obtiene la razón de diametro Dof/Dr = 1.7, la altura de laaleta H=14.22 mm y el espesor medio de l aleta Y = 0.48

Conductividad promedio del aluminio k = 202 W/m2 ºC

Para poder obtener la eficiencia de la aleta se debe calcular el valor de la

abcisa.

5.0

0

kYR

1 H0.042

Del anexo A.9 se obtiene Ef = 0.935

19. Eficiencia de aleta ponderada.

Del anexo A.4 se obtiene Af /Ao = 0.936 y Au/Ao = 0.064


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o

u

o

f f A

RAA

E += Ew

20. Coeficiente Global

Del anexo A.4 se obtiene Ao/Ar = 13.131

( ) Ew

o

r

0

o

RAA

U1

rrR wii +++=

Si Uo calculado no se aproxima al asumido en un 10%, seleccionar un

nuevo coeficiente y repetir los cálculos.La diferencia obtenida entre el asumido y el calculado es de 9%, por lo cual

de da por terminada la iteración.

Potencia del Ventilador

21. Selección de la circulación. (ojo)

22. Caudal de aire en condiciones reales

Del anexo A.5 se obtiene la relación de densidad a la temperatura de

entrada de aire.

1.07ref 8C;Tf == ρ

ρ 3

3f mKg

1.140 densidadderazón1.22

T == ρ

f

a

Tm

AVV ρ

=

23. Potencia del Motor


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