figura del problema # 1 (propano) · nota: la temperatura de la corriente 12 debe ser superior o en...

Refrigeración Mecánica (Compresión de vapor)

PROBLEMA # 1

Utilizando el sistema de refrigeración mostrado en la figura, determine las condiciones de presión,

temperatura, potencia total y la tasa de circulación del refrigerante (propano), para manejar 55MM

PCND de gas natural de composición conocida de 450 lpca y 100 ºF la cual será enfriado a -35 ºF,

considerando una eficiencia de compresión de 0.80.

Comp. (GN) C1 C2 C3 n-C4 n-C5 n-C6

% molar 73 11 8 4 3 1

Figura del Problema # 1

DE

A B C

1314

87

9

3

10

11

6

12

1

5

TentradaTsalida

Agua

Compresor

alta

Compresor

baja

Evaporador

1

Evaporador

2

CondensadorS

epara

dor

Gas Natural

Pentrada

Tentrada

Gas Natural

Psalida

Tsalida

(Propano)

(líq. Sat.)

(gas sat.)3-A

3-B

Ing. Saulo Mendoza 1-21


Solución del ejercicio:

Tasagas = 55000000 PCND

PA = 450 lpca

TA = 100 ºF

TC = -35 ºF

Efic.comp = 0.80

Tb(C3) = -43.73 ºF (GPSA)

nota: los puntos 1, 2, 3, 4 y 1 representan el ciclo de Carnot para un Sistema de Refrigeración

Mecánica sin el uso de economizador. Ahora bien, los puntos 1, 5, 8, 9, 3, 10, 11, 12 y 1 repre-

sentan un Sistema de Refrigeración Mecánica con mayor provecho del calor latente de vaporiza-

ción debido al empleo de economizadores.

1

23

4

5

6 7

14 8

H

P

Diagrama Presión-Entalpía

10 1311

12

(L+V)

(V)

(L)

9

C

cond.

Patm

evap.



Caracterización del Componente Puro o Refrigerante (Propano):

Corriente Condición T(ºF) P(psia) H(btu/lb)

Vapor

Saturado

Líquido

Saturado

Vapor

Sobrecalent.

Vapor

Saturado

Vapor

Sobrecalent.

Vapor

Sobrecalent.

Vapor

Sobrecalent.

Líquido +

Vapor

Líquido

Saturado

Líquido +

Vapor

Líquido +

Vapor

Vapor

Saturado

Procedimiento para construir la tabla:

1.- Temperatura, presión y entalpía en la corriente 12 (dos fases)

Se considera en el evaporador 2 un DT (10 @ 15 ºF) entre las corrientes C y 12, pero debido a que

T12 estaría por debajo de la de ebullición del C3, se toma Tb(C3) = T12:

DTC-12 = 8.73 ºF

T12 = -43.73 ºF

nota: la temperatura de la corriente 12 debe ser superior o en el peor de los casos igual a Tb(C3).

como se tiene la temperatura de la corriente 12 a la entrada del evaporador 2 y sabiendo que llega

en estado de dos fases, entonces del diagrama P-H (C3) se tiene la presión P12

P12 = 16 psia (aproximadamente)

H14 = H6

Igual Condición (P,T)

135 -650

H6 = H14

Igual Condición (P,T)

250

60.227

45 -673

60.2

60.235

25

-676

-680

-68060.22514

-43.73 1612

13 62.225

-843

25

62.225

60.2 -843

10

11

6

7

8

9

1

3

5

-43.73

2

4 Si no hubiese economizador aplica este punto

14.5

60.2

-780120 240

H12 = H11

-678

Observaciones

H3 = H10 = H13

Válvula de expansión

-697(S1 = S5)idealmente

Compresor de baja

Si no hubiese economizador aplica este punto


H10 = H3


(S5 = S1)idealmente

Compresor de baja

(S8 = S9)idealmente

Compresor de alta

(S9 = S8)idealmente

Compresor de alta

-780H13 = H3


-780


H11 = H12

12C12C TTT D



para determinar la entalpía en este punto se debe calcular primero en la corriente 11 debido a que

serán las mismas porque hay una válvula de expansión, entonces:

H12 = H11

2.- Temperatura, presión y entalpía en la corriente 3 (líquido saturado)

Considerando que en el Condensador, la temperatura a la que se vierte el agua al ambiente es de

120 ºF (corriente E), cumpliendo así con las regulaciones ambientales, se tiene:

Tsalida(H2O) = 120 ºF (esta temperatura es similar a la que llevaría la corriente 3)

T3 = 120 ºF

como se tiene la temperatura de la corriente 3 a la salida del condensador y sabiendo que ésta sa-

le en condiciones de líquido saturado, entonces del diagrama P-H (C3) se tiene la presión P3 y H3

P3 = 240 psia

H3 = -780 btu/lb

3.- Presión en la corriente 9 (vapor sobrecalentado)

considerando una caida de presión en el condensador, se puede determinar la presión a la salida

del compresor de alta.

DPcond = 10 psi

P9 = 250 psia (esta es la Pd(alta))

4.- Temperatura, presión, entalpía y entropía en la corriente 1 (vapor saturado)

la temperatura de la corriente 12 no varía al pasar por el evaporador 2, por lo tanto será la misma

de la corriente 1

T1 = -43.73 ºF

considerando una caida de presión en el evaporador 2, se puede determinar la presión a la entrada

del compresor de baja.

DPevap 2 = 1.5 psi

P1 = 14.5 psia (esta es la Ps(baja))

cond)cond(d)alta(d PPP D

evap)evap(s)baja(s PPP D



como se tiene la temperatura de la corriente 1 a la salida del evaporador 2 y sabiendo que ésta sa-

le en condiciones de vapor saturado, entonces del diagrama P-H (C3) se tiene la entalpía H1

H1 = -697 btu/lb

se determina entropía (S) con T1, condición de vapor saturado y diagrama P-H (C3):

S1 = 1.365 btu/lb-ºR

5.- Se determina la relación de compresión:

n = 2

r = 4.15

6.- Presión, entropía, temperatura y entalpía en la corriente 5

(vapor sobrecalentado)

P5 = 60.2 psia (esta es la Pd(baja))

como la entropía no varía en un compresor que opere al 100%, entonces es la misma en la descar-

ga y en la succión (S5 = S1)idealmente


con presión, entropía y diagrama P-H (C3) se determina la temperatura y la entalpía:

T5 = 45 ºF

H5 = -673 btu/lb

7.- Presión, temperaura y entalpía en la corriente 6 (vapor saturado)

como la corriente 6 se une a la 5, las presiones son iguales por razones de equilibrio, entonces:

P6 = 60.2 psia

temperatura y entalpía se obtienen con presión y diagrama P-H (C3), ya que está como vapor satu-

rado:

T6 = 25 ºF

H6 = -680 btu/lb

etapas de# n donde P

Pr

n1

s

d

r

PP

)alta(d

)baja(d




esta corriente es el resultado de la unión de 5 y 6 por lo tanto mantiene la misma presión:

P7 = 60.2 psia

9.- Presión y temperatura en la corriente 10 (dos fases)

como se está en presencia de un separador, se considera una caida de presión a la salida de éste:

DPsep = 2 psi

P10 = 62.2 psia

la temperatura se obtiene con presión y diagrama P-H (C3), ya que está en dos fases:

T10 = 25 ºF

nota: debido a la poca variación de presión, la temperatura de entrada no varía mucho con respec-

to a la de salida del equipo.

la entalpía para este punto será igual a la determinada en la corriente 3 ya que no varía en presen-

cia de una válvula de expansión.

H10 = -780 btu/lb

10.- Presión, temperatura y entalpía en la corriente 11 (líquido saturado)

como las presiones de salida del separador son iguales, entonces P11 = P6

P11 = 60.2 psia

temperatura y entalpía se obtienen con presión y diagrama P-H (C3), ya que está como líquido sa-

turado:

T11 = 25 ºF

H11 = -843 btu/lb

11.- Presión, temperatura y entalpía en la corriente 13 (dos fases)

como la válvula entre las corrientes 3 y 13 está a las mismas condiciones que la válvula entre las

corrientes 3 y 10 para mantener las condiciones de equilibrio dentro del sistema y no crear contra

presión aguas abajo, entonces será P13 = P10

P13 = 62.2 psia

la temperatura se obtiene con presión y diagrama P-H (C3), ya que está en dos fases:

T13 = 25 ºF



nota: esta temperatura será igual a la del punto 10 porque está a las mismas condiciones.

la entalpía para este punto será igual a la determinada en la corriente 3 ya que no varía en presen-

cia de una válvula de expansión.

H13 = -780 btu/lb

12.- Presión, temperatura y entalpía en la corriente 14 (vapor saturado)

considerando una caida de presión en el evaporador 1, se puede determinar P14

DPevap 1 = 2 psi (DPevap.1 > DPevap.2 porque hay más caudal que circula)

P14 = 60.2 psia

temperatura y entalpía se obtienen con presión y diagrama P-H (C3), ya que está como vapor sa-

turado, además la temperatura de la corriente 13 no varía al pasar por el evaporador 1, por lo tanto

será la misma de la corriente 14

T14 = 25 ºF

H14 = -680 btu/lb

nota: como las corriente 14 y 6 poseen las mismas condiciones, entonces sus entalpías serán

las mismas.


P8 = 60.2 psia (esta es la Ps(alta))

14.- Calidad o fracción líquida (X) y de vapor (Y) en la corriente 12 (dos fases)

Y12 = (1 - X12)

H(líq.sat.)1 = -878 btu/lb (se determina con T1 y condición de líquido saturado)

X12 = 0.193

Y12 = 0.807


Y10 = (1 - X10)

X10 = 0.387

Y10 = 0.613

)baja(s)alta(s P*rP

1.)sat.líq(1.)sat.vap(

1.)sat.liq(12

12HH

HHX

116

1110

10HH

HHX

1.evap)1.evap(s)1.evap(d PPP D




Y13 = (1 - X13)

H(líq.sat.)14 = -843 btu/lb (se determina con T14 y condición de líquido saturado, condi-

ción similar a la corriente 11)

X13 = 0.387

Y13 = 0.613

17.- Se determina una temperatura en la corriente B entre los evaporadores 1 y 2:

Se considera en el evaporador 1 un DT (10 @ 15 ºF) entre las corrientes B y 13, el cual será ma-

yor al del evaporador 2 porque hay mas transferencia de calor en este punto:

DTB-13 = 15 ºF

TB = 40 ºF

18.- Se determina la cantidad de calor a remover en el fluido de proceso (GN)

se evaluan las entalpías en las corrientes A, B y C realizando un cálculo de fases en cada punto

a.- Cálculo de fases para la corriente A

PA = 450 lpca

100 ºF

559.67 ºR

Comp. (GN) Zi Tci (oR) Pci (lpca) wi PMi goi

C1 0.73 343 666.4 0.0104 16.043 0.300

C2 0.11 549.59 706.5 0.0979 30.070 0.356

C3 0.08 665.73 616 0.1522 44.097 0.506

n-C4 0.04 765.29 550.6 0.1995 58.123 0.583

n-C5 0.03 845.47 488.6 0.2514 72.150 0.630

n-C6 0.01 913.27 436.9 0.2994 86.177 0.663

S 1.00

Se emplea el método de Hadden (C1 + un pseudo componente formado desde C2 hasta n-C6) y se

supone un valor de Pk (presión de convergencia)

Pk(sup) = 2000 psia

Se calculan las constantes de equilibrio Ki usando las gráficas del GPSA y se asume valores de L

hasta que las S = 1.0

TA =

Propiedades de la mezcla

13B13B TTT D

14)sat.líq(14.)sat.vap(

14)sat.líq(13

13HH

HHX



L = 0.02322 V = 0.97678

Comp. (GN) Ki @ Pk(sup) Yi=Xi*Ki

C1 6.2000 0.74450

C2 1.6500 0.11102

C3 0.5600 0.07857

n-C4 0.1900 0.03640

n-C5 0.0790 0.02361

n-C6 0.0325 0.00591

S 1.00000

Comp. (GN) Xi*PMi fwiL fwiL*Tci (ºR)

C1 - - -

C2 2.023 0.0358 19.651

C3 6.187 0.1093 72.788

n-C4 11.134 0.1968 150.588

n-C5 21.562 0.3811 322.172

n-C6 15.678 0.2771 253.048

S 56.584 818.247

Chequeo de la presión de convergencia:

Tc(x-1) = 305.62 ºF (n-C4)

Tc(x) = 359 ºF (pseudo-componente)

Tc(x+1) = 385.80 ºF (n-C5)

usando el gráfico de Hadden (25-11) del GPSA se determina una Pk para cada Tcrítica a Tsistema,

así:

para el corte de la Tsistema y la envolvente formada entre C1 y n-C4, la Pk será:

Pk(x-1) = 1900 psia


Pk(x+1) = 2500 psia

entonces:

Pk(cal.) = 2296 psia DPk = 296 lpca

0.12008

0.06728

0.14030

(Suponer otra Pk)

Pseudo-componente

0.19156

0.29885

0.18193

1.00000

Xi=Zi/(L+V*Ki)

n

2i

ii

iiiL

PM*X

PM*Xfw

n

2i

ciiLsc T*fwT

)1x(k)1x(k)1x(k

)1x(C)1x(C

)1x(C)x(C

.)cal( )x(k PPP*TT

TTP



nota: como no se disponen de tablas de Pk de 2500 psia se usarán las de 3000 psia para interpo-

lar los ki @ Pk(cal.)

Pk (psia) = 2000 3000 2296

Comp. (GN) Ki @ Pk(sup) Ki Ki @ Pk(cal) Xi @ Pk(cal) Yi @ Pk(cal)

C1 6.2000 6.8000 6.3778 0.11446 4.65577

C2 1.6500 1.5000 1.6056 0.06851 0.17661

C3 0.5600 0.5500 0.5570 0.14362 0.04456

n-C4 0.1900 0.1900 0.1900 0.21053 0.00760

n-C5 0.0790 0.0740 0.0775 0.38700 0.00233

n-C6 0.0325 0.0280 0.0312 0.32086 0.00031

S 1.24497 4.88719

nota: como la SZi*Ki > 1.0 y la SZi/Ki > 1.0 entonces se está en dos fases para Pk(cal).

se realiza un nuevo cálculo flash:

Comp. (GN) F(V)

C1 6.285E-01

C2 4.187E-02

C3 -6.241E-02 V = 0.97560

n-C4 -1.545E-01

n-C5 -2.767E-01

n-C6 -1.768E-01 L = 0.02440

S 0.00000

Se determinan los Xi y Yi con los datos obtenidos del cálculo flash.

Comp. (GN) Xi Xi*Tci Xi*Pci Xi*wi

C1 0.11686 40.084 77.878 0.00122

C2 0.06915 38.003 48.853 0.00677

C3 0.14088 93.791 86.785 0.02144

n-C4 0.19069 145.936 104.996 0.03804

n-C5 0.29993 253.584 146.547 0.07540

n-C6 0.18248 166.651 79.724 0.05463

S 1.00000 738.049 544.783 0.19751

(se resuelve empleando solver para las iteraciones):

Propiedades Pseudocríticas

0.111KV

ZX

i

ii

1k2k

1kk1213

PP

PP*)KK(KK 0.1

K

ZX

i

ii 0.1K*ZY iii

0

11KV

1KZVFXY

i

iiii

0.1VLF



Comp. (GN) Yi Yi*Tci Yi*Pci Yi*wi

C1 0.74533 255.649 496.689 0.00775

C2 0.11102 61.016 78.437 0.01087

C3 0.07848 52.245 48.342 0.01194

n-C4 0.03623 27.728 19.949 0.00723

n-C5 0.02325 19.657 11.360 0.00585

n-C6 0.00569 5.194 2.485 0.00170

S 1.00000 421.489 657.262 0.04534

Se procede al cálculo de la entalpía H a las condiciones de P y T.

(btu/lb) (btu/lbmol) (btu/lbmol) (btu/lbmol)

Comp. (GN) H* @ TA

(H*)*PM (H

*)*PM*Xi (H

*)*PM*Yi

C1 283 4540 531 3384

C2 182 5473 378 608

C3 153 6747 951 529

n-C4 153 8893 1696 322

n-C5 150 10823 3246 252

n-C6 136 11708 2136 67

S 8938 5161

nota: H* es tomada de la figura 24-3 del GPSA, mientras que para el n-C6 se usó la ecuación pre-

sente en la figura 24-25

haciendo la corrección por los efectos de presión en los gráficos 24-6 y 24-7 del GPSA.

donde R = 1.986 btu/lbmol-oR

líquido vapor

0.826 0.685

0.758 1.328

4.55 0.42

6.1 0.12

8435 356

Sustituyendo en la ecuación de entalpía se tiene:


[(H*-H(P,T))/(R*Tsc)]

(o) =

[(H*-H(P,T))/(R*Tsc)]

(1) =

[H*-H(P,T)]m (btu/lbmol) =

Psr = (P/Psc) =

Tsr = (T/Tsc) =

mT,P

**

mT,P HHHHm

*

ii

*

m H*fracH

PM

1591.25*56283.149639.2

T

Tln61456.2expexpH C g

1

sc

T,P

*

m

0

sc

T,P

*

scmT,P

*

T*R

HH

T*R

HHT*RHH w

iii K*XY



H(P,T)A (L) = 503 btu/lbmol

H(P,T)A (V) = 4805 btu/lbmol

H(P,T)A(m) = 4700 btu/lbmol

b.- Cálculo de fases para la corriente B

PB = 450 lpca (se asume que no hay pérdidas)

40 ºF

499.67 ºR



Pk(sup) = 2000 psia



L = 0.11425 V = 0.88575


C1 5.2000 0.80421

C2 0.9300 0.10906

C3 0.2750 0.06148

n-C4 0.0840 0.01781

n-C5 0.0310 0.00656

n-C6 0.0108 0.00087

S 1.00000


C1 - - -

C2 3.526 0.0736 40.423

C3 9.859 0.2056 136.895

n-C4 12.324 0.2570 196.717

n-C5 15.275 0.3186 269.361

n-C6 6.960 0.1452 132.583

S 47.944 775.980

0.11727

Xi=Zi/(L+V*Ki)

0.15466

0.08077

1.00000

Pseudo-componente

0.22357

0.21203

0.21171

TB =

L*HV*HHLVm T,PT,PsalidaT,P

n

2i

ii

iiiL

PM*X

PM*Xfw

n

2i

ciiLsc T*fwT




Tc(x-1) = 305.62 ºF (n-C4)


Tc(x+1) = 385.80 ºF (n-C5)


así:


Pk(x-1) = 1900 psia


Pk(x+1) = 2500 psia

entonces:


entonces:

Comp. (GN) Ki @ Pk(sup) Xi @ Pk(sup) Yi @ Pk(sup)

C1 5.2000 0.14038 3.79600

C2 0.9300 0.11828 0.10230

C3 0.2750 0.29091 0.02200

n-C4 0.0840 0.47619 0.00336

n-C5 0.0310 0.96774 0.00093

n-C6 0.0108 0.92593 0.00011

S 2.91943 3.92470

nota: como la SZi*Ki > 1.0 y la SZi/Ki > 1.0 entonces se está en dos fases para Pk(sup).

Debido a que se toma la Pk(sup) como la real, los valores Xi y Yi serán los determinados anterior-

mente en el cálculo flash:


C1 0.15466 53.047 103.063 0.00161

C2 0.11727 64.451 82.852 0.01148

C3 0.22357 148.837 137.719 0.03403

n-C4 0.21203 162.266 116.745 0.04230

n-C5 0.21171 178.991 103.439 0.05322

n-C6 0.08077 73.761 35.287 0.02418

S 1.00000 681.353 579.105 0.16682


(Se toma Pk(sup) como la real)

)1x(k)1x(k)1x(k

)1x(C)1x(C

)1x(C)x(C

.)cal( )x(k PPP*TT

TTP

0.1K*ZY iii 0.1K

ZX

i

ii




C1 0.80421 275.844 535.926 0.00836

C2 0.10906 59.939 77.052 0.01068

C3 0.06148 40.930 37.873 0.00936

n-C4 0.01781 13.630 9.807 0.00355

n-C5 0.00656 5.549 3.207 0.00165

n-C6 0.00087 0.797 0.381 0.00026

S 1.00000 396.689 664.245 0.03386



Comp. (GN) H* @ TB

(H*)*PM (H

*)*PM*Xi (H

*)*PM*Yi

C1 250 4011 620 3225

C2 155 4661 547 508

C3 130 5733 1282 352

n-C4 130 7556 1602 135

n-C5 127 9163 1940 60

n-C6 112 9644 779 8

S 6769 4289





líquido vapor

0.777 0.677

0.733 1.260

4.7 0.45

6.5 0.17

7827 359


H(P,T)B (L) = -1058 btu/lbmol

H(P,T)B (V) = 3930 btu/lbmol


Psr = (P/Psc) =

[(H*-H(P,T))/(R*Tsc)]

(1) =


Tsr = (T/Tsc) =

[(H*-H(P,T))/(R*Tsc)]

(o) =

mT,P

**

mT,P HHHHm

*

ii

*

m H*fracH

1

sc

T,P

*

m

0

sc

T,P

*

scmT,P

*

T*R

HH

T*R

HHT*RHH w



H(P,T)B(m) = 3360 btu/lbmol

c.- Cálculo de fases para la corriente C

PC = 450 lpca (se asume que no hay pérdidas)

-35 ºF

424.67 ºR



Pk(sup) = 1500 psia



L = 0.25186 V = 0.74814


C1 3.65000 0.89336

C2 0.40000 0.07984

C3 0.08800 0.02216

n-C4 0.02600 0.00383

n-C5 0.00640 0.00075

n-C6 0.00165 0.00007

S 1.00000


C1 - - -

C2 6.002 0.160 87.928

C3 11.104 0.296 197.058

n-C4 8.569 0.228 174.813

n-C5 8.434 0.225 190.076

n-C6 3.405 0.091 82.893

S 37.514 732.768

0.14743

0.11689

0.03951

1.00000

Pseudo-componente

Xi=Zi/(L+V*Ki)

0.24476

0.19960

0.25181

TC =


n

2i

ii

iiiL

PM*X

PM*Xfw

n

2i

ciiLsc T*fwT




Tc(x-1) = 206.06 ºF (C3)


Tc(x+1) = 305.62 ºF (n-C4)


así:

para el corte de la Tsistema y la envolvente formada entre C1 y C3, la Pk será:

Pk(x-1) = 1300 psia


Pk(x+1) = 1600 psia

entonces:


entonces:

Comp. (GN) Ki @ Pk(sup) Xi @ Pk(sup) Yi @ Pk(sup)

C1 3.65000 0.20000 2.66450

C2 0.40000 0.27500 0.04400

C3 0.08800 0.90909 0.00704

n-C4 0.02600 1.53846 0.00104

n-C5 0.00640 4.68750 0.00019

n-C6 0.00165 6.06061 0.00002

S 13.67066 2.71679

nota: como la SZi*Ki > 1.0 y la SZi/Ki > 1.0 entonces se está en dos fases para Pk(sup).

Debido a que se toma la Pk(sup) como la real, los valores Xi y Yi serán los determinados anterior-

mente en el cálculo flash:


C1 0.24476 83.951 163.105 0.00255

C2 0.19960 109.696 141.014 0.01954

C3 0.25181 167.640 155.117 0.03833

n-C4 0.14743 112.829 81.176 0.02941

n-C5 0.11689 98.829 57.114 0.02939

n-C6 0.03951 36.084 17.262 0.01183

S 1.00000 609.028 614.788 0.13104

(Se toma Pk(sup) como la real)


)1x(k)1x(k)1x(k

)1x(C)1x(C

)1x(C)x(C

.)cal( )x(k PPP*TT

TTP

0.1K*ZY iii 0.1K

ZX

i

ii




C1 0.89336 306.421 595.332 0.00929

C2 0.07984 43.878 56.406 0.00782

C3 0.02216 14.752 13.650 0.00337

n-C4 0.00383 2.934 2.111 0.00076

n-C5 0.00075 0.633 0.366 0.00019

n-C6 0.00007 0.060 0.028 0.00002

S 1.00000 368.677 667.893 0.02145



Comp. (GN) H* @ TC

(H*)*PM (H

*)*PM*Xi (H

*)*PM*Yi

C1 210 3369 825 3009.742

C2 127 3819 762 304.893

C3 103 4542 1144 100.649

n-C4 103 5987 883 22.948

n-C5 100 7215 843 5.398

n-C6 85 7331 290 0.478

S 4746 3444





líquido vapor

0.732 0.674

0.697 1.152

4.76 0.56

6.8 0.25

6835 414


H(P,T)C (L) = -2089 btu/lbmol

H(P,T)C (V) = 3030 btu/lbmol



[(H*-H(P,T))/(R*Tsc)]

(1) =

[(H*-H(P,T))/(R*Tsc)]

(o) =

Psr = (P/Psc) =

Tsr = (T/Tsc) =

mT,P

**

mT,P HHHHm

*

ii

*

m H*fracH

1

sc

T,P

*

m

0

sc

T,P

*

scmT,P

*

T*R

HH

T*R

HHT*RHH w



H(P,T)C(m) = 1741 btu/lbmol

d.- Calor a remover entre las corrientes A y B en el evaporador 1:

Comp. (GN) Zi PMi (Zi*PMi)mezcla

C1 0.73 16.043 11.711

C2 0.11 30.07 3.308

C3 0.08 44.097 3.528

n-C4 0.04 58.123 2.325

n-C5 0.03 72.15 2.165

n-C6 0.01 86.177 0.862

S 23.898 (lb/lbmol)

nota: se usa PMmezcla porque la corriente A entra al evaporador como una mezcla en dos fases.

mg = 144349.873 lb/hr

HA(entrada) = 196.682 btu/lb

HB(salida) = 140.616 btu/lb

Qg(evap.1) = -8093138.9 btu/hr

nota: el calor es negativo porque es desprendido por el fluido de proceso.

e.- Calor a remover entre las corrientes B y C en el evaporador 2:

como la masa del gas de proceso no varía en su recorrido, entonces:

mg = 144349.873 lb/hr

HB(entrada) = 140.616 btu/lb

HC(salida) = 72.846 btu/lb

Qg(evap.2) = -9782662.5 btu/hr

nota: el calor es negativo porque es desprendido por el fluido de proceso.


)HH(*mQ entradasalidagg

mezcla

Aentrada

PM

HH

mezcla

Bsalida

PM

HH

)HH(*mQ entradasalidagg

mezcla

Bentrada

PM

HH

mezcla

C

salidaPM

HH

)lbmol/lb(PM*hr24

d1*

lbmol/PCN4.379

)d/PCN(Volm mezcla

gas

g



19.- Se determina la tasa de circulación del refrigerante (Propano)

a.- Se aplica un balance de energía en el evaporador 1 para determinar masa de

C3 en cada corriente:

Qg(evap.1) = 8093138.9 btu/hr (el calor es positivo porque es absorvido por el propano)

80931.389 lb/hr

b.- Se aplica un balance de energía en el evaporador 2 para determinar masa

de C3 en cada corriente:

Qg(evap.2) = 9782662.5 btu/hr (el calor es positivo porque es absorvido por el propano)

67004.538 lb/hr

c.- Se aplica un balance de masas en el separador:

109217.396 lb/hr (masa de líq+vap que entra al separador)

entonces:

m6 = 42212.859 lb/hr (masa de vapor que sale por el tope del sep.)

d.- Se determinan las masas de las corrientes restantes:

m7 = 109217.396 lb/hr

m(3-B) = m10 =

m(3-A) = m13 = m14 =

m11 = m12 = m1 = m5 =

1413)A3( mmm

propanoentradasalida

)1.evap(g

)HH(

Qm

511211 mmmm

propanoentradasalida

)2.evap(g

)HH(

Qm

)mm(m 11106

)mm(mm 11610)B3(

1111661010 H*mH*mH*m

1111611101010 H*mH*)mm(H*m

11116116101010 H*mH*mH*mH*m

)HH(

)HH(mm

610

6111110

)mm(m 657



190148.786 lb/hr

m8 = 190148.786 lb/hr (masa total del refrigerante C3)

20.- Entalpía y temperatura en la corriente 7 (vapor sobrecalentado)

H7 = -676 btu/lb

con presión, entalpía y diagrama P-H (C3) se determina la temperatura del vapor sobrecalentado

en la corriente 7.

T7 = 35 ºF

21.- Entalpía, temperatura y entropía en la corriente 8 (vapor sobrecalentado)

H8 = -678 btu/lb

con presión, entalpía y diagrama P-H (C3) se determina la temperatura y la entropía del vapor so-

brecalentado en la corriente 8.

T8 = 27 ºF


22.- Entropía, entalpía y temperatura en la corriente 9 (vapor sobrecalentado)

como la entropía no varía en un compresor que opere al 100%, entonces es la misma en la descar-

ga y en la succión (S9 = S8)idealmente


con presión, entropía y diagrama P-H (C3) se determina la temperatura y la entalpía del vapor so-

brecalentado en la corriente 9.

T9 = 135 ºF

H9 = -650 btu/lb

m8 = m9 = m3 =

)B3()A3(398 mmmmm

)mm(m 1478

7

6655

7

m

H*mH*mH

8

141477

8

m

H*mH*mH



23.- Se determina la potencia total real de compresión

nota: se divide el trabajo ideal (se dice ideal porque se considera Sentrada = Ssalida) entre la eficien-

cia de compresión ya que el refrigerante no es un fluido ideal ni el compresor opera idealmente.

2010136.1 btu/hr 6544289.8 btu/hr

789.8 HP 2571.4 HP

8554425.9 btu/hr

3361.3 HP

nota: la potencia requerida es muy alta porque se le exige mucho más al sistema al desear una

temperatura de salida del gas de proceso de -35 ºF.

24.- Cálculo del coeficiente de comportamiento, COP real

COP = 2.090

Potcomp.total =

Potcomp.baja = Potcomp.alta =

alta.compbaja.comptotal PotPotPot

total

2.evap1.evap

Pot

QQCOP

HP

hr/btu2545

.Efic

)HH(*m

Potcomp

151

baja.comp

HP

hr/btu2545

.Efic

)HH(m

Potcomp

898

alta.comp


figura del problema # 1 (propano) · nota: la temperatura de la corriente 12 debe ser superior o en...

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