MX9600075

D.G.I.T.

INSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABA

'SISTEMA DE ENFRIAMIENTO CON AGUA PARA

HORNOS DE SINTERIZADO DE PASTILLAS DECOMBUSTIBLE NUCLEAR"

TRABAJO PROFESIONAL O P C I O M IIIPARTICIPACIÓN EN UN PROYECTO DE INVESTIGACIÓN

QUE PARA OBTENER EL TITULO DE:

I n g e n i e r o M e c á n i c o

P R E S E N T A :

Alejandro Gamboa Cid

Orizaba, Ver. 1996

INSTITUTO TECNOLÓGICOde Orizaba

ABRIL 26 DE 1996 .

DEPENDENCIA: I N G . MECÁNICA.OFICIO NUM. : oEXPEDIENTE : o

ASUNTOrSe au to r i za impresiónde Trabajo Profes iona lOpción :

C. ALEJANDRO GAMBOA CID/PASANTE DE LA CARRERA DE

INGENIERÍA MECÁNICA,P R E S E N T E

De acuerdo con el Reglamento de Ti tu lac ión vigente de los Cen-tros de Enseñanza Técnica Superior, dependiente de la DirecciónGeneral de '• Inst i tutos Tecnológicos de la Secretarfa de Educación Pública y habiendo cumplido con todas las indicaciones quela Comisión Revisora le hizo respecto a su Trabajo Profesionalt i t u l a d o : ;

" SISTEMA DE ENFRIAMIENTO CON AGUA PARA HORNOS DE SINTERIZADÓDE PASTILLAS DE COMBUSTIBLE NUCLEAR "

Comunico a usted que este Departatrénto concede su autorizaciónpara que proceda a la impresión dé J mismo.

A t

ING. JOSJEFE DE!

'AHUA PERALTA/DE ING. MECÁNICA.

SECRETARIA DEEDUCACIÓN PUBUCA •

INSTITUTO TECNOLÓGICOdo erizaba

AV. INSTITUTO TECNOLÓGICO S-NCOL. EMILIANO ZAPATACONMUTADOR 4-40.96

APARTADO POSTAL NUM. 324CÓDIGO POSTAL 94320ORIZABA.. VERACRUZ. MEXICOTELEX: I. T. O. ¡TOME 15439F A X >. i ;•-•>£

C I C A T D R I A S

A Dios: Padre mío, hoy y siempre te llamo Padre, con

el mas profundo respeta a tu hijo y a tu Esp_í_

ritu Santísimo, gracias te doy Señor porque a

través de la vida me enseñas a vivir, despe--

jas mi camino, guías mis pasos, y es por es-

ta vida, la esperanza y Fe' en tu resurrección

que te doy de todo corazón con toda el alma -

que tuya es, las gracias por vivir, Bendita -

seas Señor.

A mis padres:

A rni madre: Emma Cid García. Mama, a tí dedi-

co este trabajo como un digno reconocimiento

a tus esfuerzos, sacrificios, a tu amor de -

madre, sembraste una semilla y hoy cosecha—

ras de un a'rbol "los más grandes frutos, Yo,

tu hijo las gracias te doy parque eres la --

más grande Bendición en mi vida.

A mi padre: Abelardo M.Gamboa González,papa,

a tí", por tu ejemplo y sacrificio, por tu de_

dicación y entrega, por tu cariño de padre y

apoyo incondicional. Gracias.

A mis abuelos paternos:

Sr. Abelardo Gamboa Prieto (Q.P.D.).

Sra. Maurilia González de Gamboa. [Q.P.D.).

Aun cuando solo les conocí unos pocos días -

les recordare toda la vida, con amor.

A mis abuelos maternos:

Sr. rafael Cid Sandaval (Q.P.D.) Por el ejemplo de la

Fe en Dios.

Sra. Eladia García Cedillo: Mama' Yayita, a tí por tu

dedicacidn a todos tus hijos, nietos, bisnietos, por

tu apoyo, compañia, amor y cariño que no tiene limi-

tes, por tu abnegacio'n, por dejarnos sentir tu calor,

gracias mama' por el regalo maravilloso de tu ser.

A mis tíos:

Sergio, Rafael, Victor Hugo.

A mis t ías:

Clarita, Carmelita Lupita.

Por su cariño y apoyo gracias.

Sr. Victor Hugo Rósete: Después de Dios, el segundo -

nombre que viene a mi mente es papá, y ello es lo que

has sido para mf. A tí, con especial respeto te dedi-

co este trabajo, por tu ayuda desinteresada, tu con

fianza, tu energía y vitalidad que transmites, tus con

sejos y tu amor de padre. Gracias.

Sra. Carmen Cid de Rósete: A ti mamá con especial cari_

ño, del que siempre has considerado tu hijo, por tu a-

Fecto, amor y consejos de madre.

A mis hermanos:

A mi hermano mayor Memo y mi hermana Tere por su ayu-

da desinteresada, cariño y comprensión, Dios los bendi-

ga.

A mis hermanos Hugo y Jacque por su compañia y cariño

verdadero da hermanos. Gracias.

A mis hermanas menores: Janet y lijpita, por su ale-—

gria y carino, anima y comprensión gracias.

A mi hermana Guadalupe Gamboa Cid: Mi pequeña hermani-

ta, que eres la alegría de casa, te dedico este esfuer_

zo, con la esperanza de que veas en el que no hay inipa_

sibles para Dios. Por tu paciencia carino y respeto —

hacia mí gracias por tu compañia.

A mi ahijadita Ingrid del Carmen con todo cariño y

amor.

A mi asesor: Ing. Miguel Huerta Barra, por su valiosa enseñan-

za y colaboración.

A mi honorable jurado:

Ing. Macario Schettino M.

Ing. Jorge Carrera Benítez

Ing. Jesús Sevilla Manzano

Porque gracias a su conocimieto y experiencia

realice este trabajo.

TEMA:

"SISTEMA

PARA HORNOS

ING. MIGUEL

ORIZABA, VER. 4 DE

ÍNDICE

INTRODUCCIÓN

GENERALIDADES

CAPITULO 1 DEFINICIÓN DEL PROBLEMA ( I - 6 )

CAPITULO 2 CÁLCULOS Y SELECCIÓN DE MATERIALES (7-20)

CAPITULO 3 SISTEMAS DE ENFRIAMIENTO

CAPITULO 4 ANÁLISIS (LAY-OUT) ( 31 -61 )

CAPITULO 5 INSTRUMENTACIÓN (65-

CAPITULO 6 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ÍS2-83)

CAPITULO 7 FUNDAMENTOS

BIBLIOGRAFÍA ( US )

ANEXO 1

ANEXO 2

I N T R O D U C C I Ó N

El presente, es una recopilación de la invesíigacirn llevada ha cabo paradesarrollar un sistema de enfriamiento con agua, de operación continua que seasatisfactorio a las necesidades de enfriamiento de los hornos de sinierizado de pastillas decombustible nuclear del Instituto Nacional de Investigaciones Nucleares (IN1N). El centronuclear de México se encuentra ubicado en la población de salazar Estado de México en elKm. 36.5 de la carretera México-Toluca.

Garantizar la operación de los hornos, protegerlos y disminuir el consumo deagua, son los principales objetivos de esta investigación, la cual se limita aproporcionarnos una manera rápida y continua de desalojar el calor generado dentro deestos hornos y disiparlo al exterior.

La participación y aplicación de diversas disciplinas de la Ingeniería Mecánicainteractuan proporcionando las bases y los principios teóricos y prácticos necesarios parael desarrollo de la ingeniería de diseño.

El agua como líquido de enfriamiento se encuentra difícilmente sin costo y es muyescasa los métodos mecánicos de enfriamiento usados en la actualidad representan unaopción practica y eficiente de satisfacer las demandas de enfriamiento de equipos deprocesos industriales.

En el capítulo de oulculos y selección de los materiales! as normas son sugerenciasque nos hacen organismos internacionales con el fin de unir criterios de uso y manejo delos materiales para evitar situaciones de riesgo que afecten la salud personal y de tercerosEn este capítulo se sugiere los requisitos con que debe contar una tubería que transportaun líquido de enfriamiento como lo es el agua, el cálculo del funcionamiento de la red dedistribución en m de longitud, la selección del material de cobre B-88 tipo para la tubería ylas bases de compra con que debe contar.

Se explicarán los principios del diseño térmico de transferencia de calor paraalgunos dispositivos como intercambiadores con superficies extendidas enfriados por aire,esto nos servirá para definir el Lay-Out del proyecto y dimensional' un enfriador de liquidotipo paquete

Al final del capítulo se encuentra un resumen de los cálculos de prcselccción delmétodo de enfriamiento de evaluaciones.

a) Refrigeración mecánica (enfriador tipo paquete).la) Utilizando R-12 y un condensador enfriado por agua.2a) Utilizando R-22 y un condensador enfriado por aire

b) Refrigeración por contacto directo (Torre de Enfente).Ib) Convencción Natural.2b) Convencción Forzada.

La resolución por la cual se opta por el enfriamiento mecánico y en particular porun enfriador de líquidos tipo paquete que utiliza R-22 como refirgerante y un condensadorenfriado por aire.

El análisis y toma de decisiones, es la aplicación de lo visto en los tres capítulosanteriores, en el cual se presentan los principios básicos de diseño y construcción teóricade intercambiadores compactos del tipo 1-2 de casco y tubo, fórmulas dedimensionamiento autorizados por la TEMA del ASME Y las fórmulas dedimensionamiento y construcción para intercambiadores compactos enfriados por aire,esto sirve para calcular térmicamente el evaporador y el condensador de nuestro paqueteenfriador de líquidos, ambos cálculos sirven para determinar la potencia requerida por labomba y el ventilador respectivamente.

Más adelante se calcula los niveles máximos y minimo del tanque elevado delsistema auxiliar con el fin de implementar un dispositivo regulador de nivel.

Calculamos las pendientes de presión de las líneas W.09, W-IO, W-ll quepertenecen a succión de la bomba, alimentación directa de los hornos y un By-pass dealimentación directa a los hornos hasta aquí tenemos la caida de presión en las líneas ,perose desconoce la de entrada y salida del equipo por lo que se detienen el calculo paradespués retomarlo.

Construimos teóricamente un enfriador de líquidos que utiliza R-22 Se plantea elproblema calculando la carga térmica para el evaporador y para el condensador;obtenemos el flujo de refrigerante y su velocidad. Dimensionamos la tubería del enfriador,se calcula el evaporador que en este caso es un intercambiador de casco y tubo del tipo 1-2 se dimensiona y se obtiene la pendiente de presión del equipo y calculamos la potenciade la bomba.

Se calcula un condensador enfriado por aire que tiene la función de condensar el vaporsobrecalentado del R-22 y retirar el calor absorbido por este. Dimensionamos la tubería, seobtiene el perfil de la aleta, evaluamos el fluido interior y exterior, obtenemos el área detransferencia, se calcula la pendiente de presión y se calcula el ventilador.

El capítulo de instrumentación contiene explicaciones breves de controles breves decontroles para diferentes parámetros de nuestro interés como son: Controles deenfriamiento de líquidos, controles de seguridad, normas de seguridad, mantenimientogeneral, control de fluido de aguas, control del equipo de flujo y nivel, control del equipode enfriamiento de líquidos, válvulas de expansión, seguridad personal.

Al final presento mi particular punto de vista de la solución adoptada en este proyecto y larecomendación de un equipo existente y que se ajusta a nuestras necesidades se anexa unbalance de1 costo total del proyecto.

Para agilizar la comprensión de la lectura de este documento se dividió encapítulos ordenados de tal forma que lo concluido en uno servirá o aclarara dudas del quele precede, cuente además, con anexo de tablas en los cálculos y figuras ilustrativasintercaladas en este escrito. . : • . • .

Se tratará de definir los límites y objetivos de nuestro proyecto de acuerdo con elplanteamiento del problema se ubica en el centro de éste para obtener los parámetro dereferencia que utilizaremos a lo largo de la investigación y se completa la información conayuda de otras fuentes que se citan en este capitulo. Al comprender lo que se nos pideprácticamente podemos arrancar con nuestra investigación.

Anexamos además un capítulo de fundamentos el cual nos facilitará lacomprensión de las formulas y métodos empleados en ésta investigación, se presentan losprincipios básicos de !a refrigeración y su principal división por contacto directo yrefrigeración por contacto indirecto que en nuestro caso ese trata de la refrigeraciónmecánica; adentradas en el tema, se enumeran las propiedades de las sustanciasrefrigerantes que nos indicarán la mejor selección para satisfacer, los requerimientos decarga de calor y efecto refrigerante, tonelaje de refrigeración, diferencias de temperaturaso rango de enfriamiento, para que nuestro equipo funcione en las condiciones locales detrabajo. En torres de enfriamiento se explican sus usos y limitaciones.

. GENERALIDADES

Aún cuando la refrigeración e . •;•• .s bien conocida por su aplicación en la industriaalimenticia, procesos químicos, aire au>iu"ci..;,ado, procesos de transferencia de calorcon o sin cambios de estado, su aplicación en la ingeniería con fines prácticos abarca unagran gama de usos y desarrollos y poden.;, basificar de la siguiente manera:

Refrigeración Primaria : Es la refrigeración que involucra la aplicación ch losagentes naturales, hielo, oxígeno, helio, hidrógeno, argón, amoniaco.

Refrigeración secundaria: Involucra el uso de agentes refrigerantes compuestostales como; Freón 11, Fre.ón 12, freón 13, R-22, Rl 14 etc.

Por el principio refrigerante: absorción ó evaporación, Por el arreglo: simple,múltiple, en cascada por el tipo de intercambiador (evaporador), de casco y placa, casco ytubo, regenerador por el tipo de condensador, casco y tubo vertical, horizontal, casco yenfriador,(horizontal y vertical), doble tubería, y atmosférico.

Los componentes básicos de un sistema de enfriamiento incluyen .. 1.- compresor,2.- enfriador de líquidos (evaporador) ó intercambiador de calor, 3.- condensador,compresor seco, control regulador del flujo de refrigerante, control central, que incluye unregistrador, y un inter-enfriador y/ó sub-enfriador. En suma los componentes auxiliares delcontrol central, que son más utilizados, como lo son el enfriador de lubricante, separadorde lubricante, retorno de lubricante, unidad de purga, la bomba de lubricación, la unidadde transferencia del refrigerante, y el control de válvulas adicional.

Los sistemas enfriadores de líquidos enfrían agua, salmuera ó cualquier otrorefrigerante secundario, su aplicación más frecuente es el enfriar agua para los sistemas deaire acondicionado, también preparar salmuera de enfriamiento, para bajas temperaturas derefrigeración, y enfriar otros fluidos de procesos industriales.

El liquido, usualmente agua entra al enfriador, donde es enfriado por laevaporación de un refrigerante liquido a bajas temperaturas, el gas refrigerante entoncesproducido es absorbido dentro del compresor eleva su presión del gas para que este seacondensado a la alta temperatura del condensador, el condensador es enfriado mediante unproceso de evacuación. El agua es esencial, no sólo para los procesos biológicos, sinotambién para una miríada de modernas tecnologías tan diversas como la fabricación depapel, producción de cemento portland, la meteorología y el procesamiento de alimentos.Como agente químico es el más universal de los solventes. Es el principal medio detransferencia de calor para los procesos industriales y para la calefacción de estructurascomerciales y residenciales. Las industrias que actualmente se desarrollan para sintetizar elpetróleo y gas a partir del carbón y para aprovechar la energía geotérmica no existirían sinagua. Y en el caso de la -industria eléctrica, el vapor y el agua son los fluidos de trabajoque impulsan a las turbinas.

CAPITULO 1

DEFINICIÓN DEL PROBLEMA

En este capítulo abordaremos de manera sencilla el primer paso del desarrollo denuestro proyecto. Definir el problema por la metodología analítica aplicada por la ingeniería,como "la acción de visualizar el origen del problema, el cuál en un principio se puede manifestarcomo una simple molestia, ó con una vaga idea de que hace taita algo...". Desde el inicio deestá investigación nos ñieron planteadas las necesidades principales de este proyecto de lasiguiente manera. "Se requiere un sistema de enfriamiento con agua, para una nueva ampliaciónen la planta de combustible nuclear, particularmente en el área de hornos de sintetizado depastillas de combustible. Dos hornos del tipo PENERY actualmente están trabajando de formaregular, se está preparando el montaje de un horno del tipo DEGUSSA, y se planea montarotro más, nesesitamos que con este sistema se garantice la continuidad de operación de loshornos, que por ningún motivo falte agua a los hornos durante la etapa de su enfriamiento,protegiéndolos; Y disminuir el consumo de agua de enfriamiento, ya que actualmente sedesecha el agua de enfriamiento".

Del anterior planteamiento se separan los alcances, los objetivos, y los limites denuestro proyecto.

ALCANCES; presentamos a continuación el rango que abarca el desarrollo de nuestroproyecto.

a) Diseñar un circuito cerrado de enfriamiento con agua que permita que los hornos desinterizado operen en forma continua, y con ello reducir al mínimo el consumo de agua.

b) Seleccionar entre las posibles soluciones' que encontremos la opción que sea térmica yeconómicamente más eficiente, cumpliendo con las exigencias del proceso de sinterizadoy de las exigencias del lugar.

c) Selección del equipo'de enfriamiento.

OBJETIVOS : Los principales objetivos de este proyecto son los siguientes.

1. - Garantizar la operación continua del proceso de sinterizado.2. - Proteger a los hornos3. - Disminuir el consumo de agua.

Otros objetivos :

1. - Instrumentar el sistema para aumentar su eficiencia y funcionalidad2. - Automatizar el sistema de manera centralizada para que una sola persona lo opere

desde un tablero3. - Utilizar para este proyecto las normas de diseño que sean aplicables

i

Limites de este proyecto: El desarrollo de este proyecto se restringe a el análisis dela operación de enfriamiento de los hornos de sinterizado, y la búsqueda de una solución quedesaloje de manera continua hacia el exterior el' calor generado dentro de los hornos, demanera eficiente, a bajo costo, y utilizando un consumo de agua mínimo.

Debido a que el área de los hornos esta clasificada como área de segundad, porquese manejan materiales radiactivos, el acceso a este local se realiza, con el equipo adecuado, encompañía de personal calificado, con una rutina de seguridad que va desde vestirse con elequipo de protección (mono de material aislante, zapatos de caucho sintético, protector decabeza, del mismo material que el mono; guantes, gafas y dosificado!), vigilar el tiempo depermanencia dentro del local, retornar al área de segundad, desprenderse de el equipo con unprocedimiento especial que previene la contaminación por contacto, medición decontaminación con un contador geiger estacionario, traspasar el área de seguridad libre decontaminación y salir.

Actualmente el acceso a las instalaciones se ¡imitan al personal calificado como POE(personal eventualmente expuesto a radiación).

Sin embargo todas nuestras actividades se encuentran fuera de áreas de seguridad,siendo esta y otras visitas a las instalaciones mencionadas, con el único fin de tomar medidas,conocer el equipo para poder visualizar en los planos su ubicación, e interpretarloscorrectamente.

1.1 Búsqueda de información

Ei manejo de la información para este proyecto se divide en:

a) 1.1.1.- Información proporcionada por el Departamento de Desarrollo de CombustibleNuclear.

b) 1.1.2.- Información proporcionada ó recopilada de otros departamentosc) 1.1.3.- Información recopilada de fuentes diversas para formar un respaldo teórico

1.1.1.- Información proporcionada por el Depto. de Desarrollo de combustible Nuclear.

Siendo este departamento para el cuál se desarrolla nuestro proyecto, naturalmente lainformación de primera mano les pertenece, está nos fue confiada para agilizar el prontodesenvolvimiento de nuestro trabajo; planos, recomendaciones, criterios, y nuevos enfoques seagregaron a la siguiente información.

Diagrama de flujo donde se indican algunos datos como son: temperaturas y presionesde entrada y salida del agua de enfriamiento de los hornos.

Plano No. CFHXD-001 ; Titulado "Sistema de emergencia de agua de alimentación ahornos de sinterizado", plano en el cuál se muestra un tanque elevado con capacidad de 20250Litros de capacidad, una bomba y el arreglo de las tuberías, este arreglo es una propuesta para

solucionar parcialmente la falta.de suministro de agua de la red y poder apagar los hornos,garantizando su integridad.

(La figura 1 reproduce el diagrama de flujo)

(La figura 2 reproduce en reducción el plano No CFHXD-001)

Planteamiento:Según el manual de operación de los hornos la secuencia de trabajo indica que, "un

horno consume 20 Its/min. de agua para su enfriamiento, siendo este su gasto masico de aguapor horno, solamente un horno de cada tipo trabaja a la vez, (1 Penery, ó 1 Leybol, y solo 1 delos 2 Degussa) de manera que consideramos 4 hornos divididos en dos secciones de los cualestrabaja 1 por sección consumiendo 40 Its/min. ó 0.000666 nv/s; con una presión del aguaentrando a los hornos de 3.5 bar ó 35690.2 Kg/m2 a la cuál se llamará Pi ,y una presión a lasalida de los hornos que se considera atmosférica, P2=lbar ó 10000 Kg/m2 . El tipo dealimentación, agua de servicios generales; descarga del agua de enfriamiento después de serutilizada, drenaje colectivo.

1.1.2.- Información recopilada ó proporcionada por otros departamentos como son:

a) Departamento de Segundad Industrial y Protección Civil : Informe mensual sobre lacalidad del agua ; análisis de la calidad del agua.

b) Estación meteorológica del ININ.

1.1.3.- Información recopilada de diversas ñientes para formar un respaldo teórico.

La recopilación de esta información está encaminada a proporcionar los elementosteóricos de las diferentes materias que se involucran en la resolución de este proyecto;utilizando los conocimientos adquiridos durante mi formación profesional en el I.T.O aunada ala apreciable guía y colaboración de mi asesor en el ININ.

En el centro de información del ININ comenzó nuestra búsqueda; y de comúnacuerdo seleccionamos el ASHRAE Handbook como principal fuente de información; yaque este cuenta con la información más detallada y precisa acerca de los métodos detransferencia de calor, refrigeración, flujo en tuberías hidráulicas, instrumentación -desistemas y normas de diseño.

" Alimentación a hornos de Sinterizado "

Tipo de alimentación: Agua de servicios generalesConsumodeagua porhorno: 20 Hs/min. 'Presión de entrada: 3.5 barTemperatura de entrada 15°Cmax.presión de salida: atmosférica 1 barTemperatura de salida 45°C max.

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TLEY.

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LINEA GENERAL. FIG. {

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INSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABA

TITULO: /U/MZA/T4C/OA/ A //Ú/2A/OS

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INSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABA

TITULO: .A/?R£Gt.a PROPUESTO

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No. DIBUJO

INSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABA

TITULO: C/= HX0-0O/

ESCALA:

ACOT:

FECHA:

No. DIBUJO 2

0

Capitulo 2

Cálculos y Selección de'materiales :

La mayoría de las especificaciones relacionadas con los materiales de las tuberías, hansido preparadas por la ASTM (American Society for Testing and Materials) con respecto arangos de tolerancias y acabados, materiales y aplicaciones de estos para usos determinados.

Los requisitos de.ASTM generalmente incluyen la función practica de : composiciónquímica, propiedades mecánicas, tolerancias de peso y dimensiones, acabados e inspección.Algunas de estas especificaciones solo contienen procedimientos para reparar condicionesdefectuosas, que pueden ser peligrosas para los procedimientos de fabricación aplicables.

Los requerimientos más comunes que son de interés particular en la especificación yel diseño de sistemas de tuberías que están sumarizados en la siguiente tabla: (ver anexo 2)

Tuberías de materiales ferrosos, tablas 1 hasta 13

Tuberías de aluminio, tabla 14 hasta 19

Tuberías de cobre, tabla 20 hasta 27

Tuberías de níquel, tabla 28

Tuberías de titanio, tablas 29 hasta 30

Bases de compra :

1.- Cantidad, (pies ó longitud)2.- Nombre del material, (sin costura, con costura, colado)3.- Grado y/ó tipo y/ó clasificación4.- Manufactura ( acabado en caliente, terminado en frío)5.- Temple ó tratamiento térmico (recocido, normalizado, revenido)6.- Dimensión, (diámetro nominal de tubería, diámetro interior y diámetro exterior, cédula ymedianía ó espesor mínimo de pared).7.- Longitud (especifica ó supuesta)8.- Acabado final, ( para soldar a tope, roscado, corte cuadrado)9.- test de requerimientos hidrostáticos10.- test especial ó test suplementario de requerimientos(radiografias, líquidos penetrantes, óinspección de partículas magnéticas, examinación destaictiva, fotomicrografía)11.- Requerimientos finales12.- Requerimientos especiales ó exepciones de las especificaciones(quimica especial,restricciones de composición)13.- Notificación de defectos reparados14.- Mercados15.- almacenamiento16.- disposiciones de salida del material

La compra debe contener algunos documentos de certificación y requerimientos deinspección. Esto involucra las siguientes opciones: (

1.- Certificado de acuerdo (primeramente incluye el análisis químico de los elementosterminados, para las especificaciones de aplicación, pero esto no incluye las propiedadesmecánicas, u otras especificaciones como los tests de corrosión. Sin embargo si puedeincluir los tests de tensión, tests hidrostáticos ó radiografías de acabados).

2. - Reportes (incluyen análisis químicos, mecánicos, tests de corrosión y en algunos casosotros tipos de tests).

3. - Pruebas para análisis de chequeo (pruebas especiales de ajuste, de suministro).

4. - Inspección a gusto de manufactura.

Cuando se trata de fabricaciones para operaciones especiales para la compra seinvolucran estas consideraciones, y en algunos casos el estado del material que será usadopara:

1. - curva de frío ó enfriamiento

2. - formado en caliente (curva de comportamiento)

3. - revenido ó recocido.

Los requerimientos de servicio algunas veces involucran

1. - requerimientos de presión

2. - requerimientos de temperatura

3. - requerimientos de corrosión

Suponemos que los líquidos tienen una calidad comercial, y una graduación de purezacomúnmente contenida, no obstante en algunos de ellos reconocemos la presencia desubstancias ajenas que suspendidas en el fluido se hallan en pequeños porcentajes, primero ymuy frecuentemente después hacen profundos efectos una vez que la solución se hacecorrosiva, entonces desde aquí tenernos que cambiar de material. Por ejemplo la presencia deun pequeño porcentaje de cloruro soluble u otro haluro, en muchos de los líquidos incluidoslos de la tabla primera, intensifican grandemente sus propiedades corrosivas. Contrariamenteciertas substancias como los cloromatos y dicloromatos, inhiben la acción corrosiva de muchassoluciones en metales ferrosos. A veces algunos líquidos sensibles como los aceites vegetales,son inactivos mientras están frescos pero en contacto con el calor y/ó la atmósfera, se tornanácidos y presentan cualidades corrosivas.

a

Cuando los datos confiables de construcción no están avalados, cuestionamosmuestras de diversos materiales convenientes, para guías la asistencia de la selección de losmateriales más resistentes al ataque corrosivo. Sin embargo, en la practica reconocemoslimitantes en algunos de estos tests. La dificultad esta en que se sujetan a un sólo enfoque delespécimen cuando este tiene muchas variables, tantas como existan en el sistema, abrasión,erosión, aeración, acción galvánica, solamente cuando se tiene un efecto importante en elresultado, son consideradas. Jamás, la información obtenida por estos tests, nos podrá ayudarsi carece de estas apreciaciones.

En algunos casos el uso satisfactorio de algún material en particular es restringido yhasta a veces definido por la temperatura y/ó el rango de concentración y cuando de estoconocemos que ocurre, las limitaciones son anotadas en tablas, sabemos que los rangos decorrosión comúnmente se incrementan con la temperatura, seguidamente lo asentamos comouna importante marca de selección del material.

Las propiedades físicas y químicas de los materiales empleados, están normadas porcomún acuerdo por ASTM; para pruebas de materiales, inspección de pruebas, obtenerespecificaciones, y en general usos y aplicaciones de estos materiales.

Cálculos de la tubería :

La Hidráulica puede ser definida como la ciencia que estudia el comportamiento delos fluidos; enfocándose básicamente al estudio de los líquidos, principalmente el agua. Engeneral, la hidráulica trata de predecir el comportamiento de los fluidos en base al análisis einterpretación de sus propiedades y las condiciones de trabajo a las cuáles esta sometido elfluido de nuestro interés.

La solución a los problemas reales de la ingeniería implican una combinación deinformación analítica e información experimental, primero se debe aproximar la situación físicareal con un modelo matemático que sea lo suficientemente práctico y simple, para obtener unasolución; después debemos realizar mediciones experimentales para verificar los resultados. Lateoria matemática y los resultados experimentales han sido desarrollados con el fin de darsolución a problemas que comúnmente se presentan en la ingeniería de diseño hidráulica.

Las Normas ASTM, en sus series A (materiales, aleaciones ferrosas, fundiciones yaceros) ver tablas de la 1 hasta la 19 solo para los aceros; B (materiales, aleaciones no ferrosas,aluminio, cobre, níquel, titanio) ver tablas de la 20 hasta la 26 solo para el cobre, nosproporcionaron una guía de selección de el material (Las tablas citadas pertenecen a unaselección contenida en Piping Handbook de Reno C. King, M.M.E; D.Sc; P.E. novena edición.Cap. 8 pag. de 9 a 60). Se investigan normas Mexicanas que fueran equivalentes para tener unacomparación, las conseguirnos en DGN (Dirección General de Normas; localizado en Puente aTecamachalco N° 7 y Avenida las Palmas).

9

Productos de Acero Normas Mexicanas (NOM) Series B.B-203 Tubería sin costura de Acero al Carbono aleado. Para usos Mecánicos 1990.B-179 Productos siderúrgicos tubos de Acero, coñ-ó sin costura. Series dimensionales 1983.B-229 Tubos de acero inoxidable Austenítico. Para servicios generales 19SS.Productos de cobre Normas Mexicanas (NOM) Series W y D.Nom W-18 -1981 Tubería de cobre para usos generales.Nom W-93 -1982 Tubo de cobre tratado. Para líquidos a bajas temperaturas.Nom D-29 - 1990 Productos de cobre. Series dimensionales. Ver tabla 2 en anexo.

Ya que trabajará nuestro sistema con presiones moderadas y un gasto relativamentepequeño, además de una diferencia de temperaturas, donde las temperaturas máxima y mínimano son criticas para el fluido que transportamos; optamos por una tubería de acero cédula 40, yuna tubería de cobre tipo M. La primera es de un tipo muy comercial, encontramos un métodode selección confiable en el libro de CRANE titulado "Estudio del comportamiento de losfluidos. Teoría y problemas". Para tubería comercial:

Fórmulas:Gasto = velocidad x Area; Q = v x A despejamos la velocidad : v = Q / A ; reacomodamos ysustituimos la formula de el área circunferencial.

Q

v =(3.1416 D2)

4Reacomodando y despejando el diámetro.

4 x Q = vx(3.1416)D2 ; D2 = 4 x Q

v (3.1416)

D = (4xQ/v(3.1416))ü.5

Q= 40 lts/min = 0.000666 m3/s

Según CRANE, las velocidades recomendadas son desde : 1.2 m/s a 2.1m/s ó3.9 ft/s a 6.8 ft/s. Por medio de un proceso interactivo, sustituyendo y comparando losvalores obtenidos con los valores de las tablas del apéndice B de tubo de acero comercial.Ex-ISO-366-1974 y BS-3600-1972.

Tomamos la velocidad mayor recomendada:v=2.1 m/s ; Q=0.000666 m. D = {(4 x 0.000666m^/s)/(2.1m/S x 3.l416)}<>-5 =0.0200m =2 cm = 0.78 pulgadas.

10

A =7iD2/4 = (3.1416)(0.0200)2 / 4 = 0.0003.14159 m2

Para facilitar los cálculos introducimos las siguientes consideraciones,posteriormente con las correcciones necesarias obtendremos valores más apegados a lascondiciones reales de trabajo.

Fluido : Agua a condiciones standard

P = presión atmosférica 1 bar

T = temperatura en el ambiente 20°C

G= aceleración de la gravedad 9.81 m/s2

p = densidad de la masa 998 kg-s2/m4

f.i = viscosidad dinámica 10.25 x 10-5 kg-s/m2

v = viscosidad cinemática 1.007x 10-6 m2/s

Otras consideraciones:

I, = longitud de la tubería 100 m.(suposición).

Fórmulas:

El cálculo de la tubería involucra (l)determinación de las perdidas por fricción ócaída de presión en la tubería del sistema (ü)determinación de las dimensiones másconvenientes de la tubería. Como estas acciones representan una serie de cálculos porseparado ó estimados. Anotamos que Un gran diámetro de tubería produce un mínimo deperdidas por fricción para un determinado flujo, pero también representa un elevado costoinicial esto corresponde a (!).La determinación de las perdidas por fricción son una partenecesaria estableciendo, las perdidas en todo el sistema basamos la selección de la bombamás conveniente; y finalmente en(ü) determinamos una selección optima de las dimensionesde la tubería.

HI tipo de flujo:

Definitivamente para nuestra conveniencia el flujo en la tubería debe ser turbulento,el número de Reynolds es un valor adimensional que representa el régimen de un liquido enmovimiento, involucrando la velocidad, las fuerzas de inercia, y la viscosidad. Por cualquierade las siguientes fórmulas se puede calcular el número de Reynolds para tuberías.

Rc = DVp/u óRe=DV/vRe = {(0.02m)(2.1m/s)(998kg-s2/m4)}/10.25xl0-5kg-s/m2 = 408936.5854 »2000

Rl coeficiente de rugosidad para tubería de acero comercial 0.006cm; por laexpresión e/d= (0.006cm/2.00cm)=0.003, con el número de Reynolds y este valor en eldiagrama de Moody obtenemos el cociente de fricción / = 0.030

Calculamos la caída de presión:AP=0.005[(/LpV]/D=0.005{(0.030)(100m)(998kg-s2/m4)/0.020m)=3300.885kg/m2=0.330S85kg/cmCalculamos las perdidas de carga en la línea de 100mHL=/LV2/D2g = (0.030){(100m)(2.1m/s2)/(0.020m)(2)(9.81m/s2)}=33.715 m

De las tablas (Apéndice B de Crane)"Tubería comercial de acero F.xt. ISO336-1974 y BS360a 1973.

Como el diámetro es de 2cm =0.7874 pulgadas; Buscando en las tablas de tuberíacomercial solo existe 3/4" ó 1" tomamos la mayor.

A una pulgada nominal(l") le corresponden, un diámetro exterior de 33.7mm; undiámetro interior de 27.3mm.

Calculamos nuevamente A, V, Re, AP, HLDiámetro nominal (D)= 1 pulgada=2.54cm=25.4mm=0.0254mA=TID2/4 = {(3.1416)(0.0254m)2}/4 = 5.0670x10-4 m2V = Q/A = (0.000666m3/s)/(5.0670xl0-4m2) = 1.3143 m/sAP = 0.005{(0.030)(100m)(998kg-s2/m4)(1.3143m/s)2)/0.0254m = 1018.068kg/m2 =0.1018kg/cm2

2g = (0.030){(100mXl-3143m/2)2/(0.0254m)(2)(9.81m/s2)=10.398m

Calculamos para el diámetro exterior:Diámetro exterior (De) =33.77mm, 3.37cm, 0.0337m.A = (3.1416)(0.0337m)2/4 = 8.9196 x !0-» m2V = const =1.31143m/sAP = 0.005{(0.030)(100mX998kg-s2/m4)(1.3143m/s)2J/0.0337 = 767.327kg/m2 =0.076732kg/cm2HL=(0.030){(100m x (1.3143m/s)2/(0.0337m x 2 x 9.81m/s2)}= 7.8375 m

Calculamos para el diámetro interior:Diámetro interior (D¡) = 27.3 mm, 2.73 cm, 0.0273mA-(3.1416)(0.0273m)2/4 = 5.85349 m2AP = 0.005 {(0.030)(100m)(998kg-s2/m4)(i.3i43m/s)2}/0.0272m=950.696kg/m2 =0.095069kg/cm2HL(0.030){(100m x (1.3143 m/s)2/(0.0273m x2 x9.81m/s2)= 9.6749 m

Tomamos la segunda velocidad recomendada: (V = 1.2 m/s), calculamos el diámetro con elgasto de Q= 0.000666m3/sD ={(4 x 0.000666m3/s)(1.2m/s)(3.1416)} 1/2 =0.02658m = 2.6528cm =1.046pulgadas.

Calculamos el numero de Reynolds: Re={(0.2658m)(1.2m/s)(998kg-s2)J/(10.25xlO-5)=310558.1268 »2000 (por lo tanto es flujo turbulento)

¡2

calculamos la rugosidad relativas /d = (0.006cm)/(2.6528cm) = 0.002261

Con estos dos valores obtenidos, en el diagrama de Moody para un gasto conocido,obtenemos el factor de fricción/=0.0295 . Ahora podemos calcular la caída de presión y lasperdidas de carga.

AP = 0.005 {(0.0295 x 100m x 998kg-s2/m4 1.2m/s)/(0.02658m)} = 797.4988 kgfnfi=0.079749 kg/cm2

HL = /LV2/(D2g) = (0.0295){(100m x 1.2m/s) /( 0.02658m x 2 x 9.81 m/s2))=8.1457m

De la tablas del apéndice B de Crane Tubería de acero comercial Hxt. ISO 336-1974y B53600- 1973, como el diseño es de : 2.658 cm = 1.040656 pulgadas =13/64"; p e ro en lastablas los diámetros que más se aproximan son de 1" y U/4", como en el anterior casotomamos el diámetro mayor.

Para el diámetro nominal de 1 W le corresponden un diámetro exterior de 42.4 mm.y un diámetro interior de 36.0 mm. Por lo tanto:

Diam. Nom.= 1W = 1.25 pulgadas = 31.75 mm = 3.175 cm = 0.03175mA = 7iD2/4 = (3.1416)(0.03175)2/ 4 =0.00079173 m2Re = DVp /y. ••= (0.03175m x 1.2m/s x 998 kg-s2/m4) /(10.25 x 10-5) - 370963.902439 =3.7 x105s /d = 0.006 cm/ 3.175 cm = 0.00188; por lo tanto el valor de/= 0.0275

AP = (0.005){(0.0275 x 100m x 998 kg-s2/m4 x (1.2m/s)2) /0.03175m}= 622.3748 kg./m2 =0.006233748 kg./cm2

H L = / ( L V 2 /D2g) = (0.0275){(I00m x (1.2m/s)2) / (0.03175m x 2 x 9.81 m/s2) = 6.3570 m.

Diam. exterior = 0.0424m; el área es : A= 0.0014196m2AP = (0.005){(0.0275 x 100m x 998 kg-s2/m4 x (1.2m/s)2) / 0.0424m} = 466.0471 kg/m2 =0.04660 kg/cm2.

HL =/(LV2 / D2 g) = (0.0275){( 1 OOrn x (1.2m/s)2 / (0.0424m x 2 x 9.81 m/s2 )}= 4.7602 m.

Diam. interior = 0.0360m; el área es: A= 0.0010178m2AP = ( O.ti05){(0.0275 x 100m x 998 kg-s2 /m4

x (1.2 m/s)2) /0.0360m} = 548.9 kg/m2 =0.05489 kg/cm2

HL=/(LV2/D2 g) = (0.0275 {(100m x(1.2m/s)2/(0.0360mx2x9.81 m/s2)}= 5.60652 m.

Como podemos notar con un gasto de flujo conocido, a medida de que el diámetroaumenta, las perdidas por fricción en la línea disminuyen, pero debemos recordar que grandes

diámetros significan; altos costos iniciales, mayores coeficientes de fricción y menorturbulencia.

El calculo de las perdidas de un sistema están basadas en las especificaciones de latubería, ó el empleo de esta, si es que se eligió con premeditación. Rl parámetro másrecomendable es la velocidad de flujo, cuando es optima nivela la excesiva fricción resultantepara un diámetro pequeño contra un costo excesivo resultado del empleo de un diámetroinnecesariamente grande. La siguiente fórmula determina el diámetro óptimo utilizando esteparámetro de referencia y el flujo.

V(m/s) = 1.275 Q/ D2 Donde D está en mm. y Q en litros /minuto.

D(milímetros) =1.13(Q / V)i/2 Para Q en litros /minuto. Sustituyendo:

D=l.l3(40 L/min)/(l .2 m/s) = 37.666 mm. - 1.4829 pulg. aprox. = 1.5 pulg.

AP= 524.6216 kg/m2 = 0.052462 kg/cm2.

HL= 5.3585 m.

Cálculo de las dimensiones de la tuberia de cobre:

Datos del flujo:

Fluido : Agua a condiciones standard

P = presión atmosférica 1 bar

T = temperatura en el ambiente 20°C

G= aceleración de la gravedad 9.81 m/s2

p = densidad de la masa 998 kg-s2/m4

\x = viscosidad dinámica 10.25 x 10-5kg-s/m2

v = viscosidad cinemática 1.007x 10-6m2/s

Otras consideraciones:

L = longitud de la tuberia 100 m.(suposición)

Q= flujo ó gasto de agua 40 L/min = 6.66666x10-4 m3/s.

Utilizando la fórmula general de dimensionamiento de diámetros de tuberia.D =1.13 (Q /V )0-5 ; donde: conocemos el gasto y la velocidad recomendada.

Sustituimos:D= 1.13 {(6.66666 xl0-4m3/s)/( 1.2 m/s)}0.5

Resolviendo : D = 0.02357 m. = 23.57 mm.

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Buscando en tablas de. dimensiones y pesos teóricos dei tubo de cobre; (ManualSELMEC, y ASTM Requirements of Copper and Brass pipe) tabla 24Para la tubería de cobre tipo M

Esp. ASTM Dimensión Servicio tipos requerimiento hidro-test toleranciasB-8S 11/4-12" agua M e.\m. Microscópica P=2S(/(D-O.SO 0.0035"

En la tabla de diámetros nominales encontramos que se encuentra entre los diámetrosinteriores de 20.599 y 26.797mm. correspondientes a los diámetros nominales de 3/4" y 1"respectivamente, tomamos la mayor.

Calculamos las perdidas en 100m.Re= (dVp) /u = (0.026797m x 1.2m/s x 99Skg-s2/nvf ) / 110.25 xlO-5kg-s/nvJ - 313093.5337

por tanto flujo turbulento.

El coeficiente de fricción para el material de cobre (s), es 0.00015 cm. Ahorapodemos entrar al diagrama de Moody, en el cual se localiza el factor de fricción (/).calculamos primeramente la curva de rugosidad relativa:(s/d) = ( 0.00015cm. / 2.6797 cm.) = 5.59 x 10-*'Localizamos el valor d e / = 0.021

Calculamos la caida de presión:AP = 0.005[(/LpV2) / d] - 0.005 [(0.2lx 100m x 99S kg-s^/W x(1.2m/s)2)/ 0.026797m] =5631.137814 kg/m2 ó 0.5631 kg/cm2.

Calculamos las perdidas por fricción en la línea:HL = / [ ( L V2) / (d 2g)] = 0.021[(100m x (1.2m/s)2) / (0.026797m x 2 x 9.81m/s2)] =5.7517m.

Podemos apreciar que son semejantes las caídas de presión en ambos casos; cuandoespecifiquemos las longitudes del arreglo de tuberías, la cantidad de accesorios y válvulas,entonces calcularemos sus longitudes equivalentes y por deducción se obtiene la caída para lanuevas longitud de la tubería. De ello y otros cálculos como la capacidad de la bomba y lacapacidad del tanque ó cisterna nos ocuparemos en el "Lay-out" de la solución definitiva.

Ahora se analizan los esfuerzos que se desarrollan dentro de la tubería, y loscomparemos con los esfuerzos permisibles para los materiales del acero y del cobreseleccionados.

Sabemos por la teoría de la capa limite que :

1.- La velocidad del fluido en el punto de contacto con la frontera, vale cero.2.- El esfuerzo cortante tiene valores máximos en la frontera y disminuye a medida que elpunto se aleja de éste.3.- Fuera de la capa límite los esfuerzos cortantes y los viscosos son considerados nulos.4.- Fuera de la capa límite, las líneas de corriente se conforman según un flujo con potencial,sufriendo un ligero desplazamiento hacia el exterior de la pared.

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Fórmulas:Esfuerzo Cortante < ó = TpCnnisiblc

T = F/A < ó = Tpcrmisiblc

Por definición

F= (masa x volumen)/ tiempo ; pero la masa = volumen x densidad, y además el gasto =volumen / tiempo por lo tanto :F= kg; Q=m3/s; V= m/s; C,=kg-s2/m4; m= masa,T=tiempo,v=volúmenF =(m x V)/T; m = v x C,F = (v x C x v) / T; Q= W TF = Q x C x VF = (0.000666 m3/s)(1000 kg-s2/nr*)(1.2 m/s) - 0.666 kg = 6.5312 N.

Para 1 W de diámetro nominal, diam. exterior = 42.4mm ; diam. interior = 36.0mm.espesor = D-d/2 = 6.4mm = 0.0064m.A = JI/4 ( D2 - d2 ) = (0.7854)(0.00179776 - 0.001296) = 0.000394082m2.cobre D-Cu F20módulo elástico E= 110,000esfuerzo de tensión at(perm¡sible)= 40-54N/mm2 se toma el mayor 54N/mm2 = 550.6495kg/cm2

El modulo de elasticidad del cobre es: Ecobrc= 110,000 N/mm2 = 112,1693.553

kg/cm2

T = F / A = (6.531195 N) / ( 0.000394081 m2) = 16573.23139N/m2 = !.6S73N/cm2 =

1691.530 kg/m2 = 0.169153 kg/cm2.

xu = esftierzo último = Fmáx/ A = 0.8 ostensión) = (0.8) (550.6495 kg/cm2 ) = 440.5196

kg/cm2.

De la fórmula E = a/e ; se tiene : e = 550.6495 /1121,696.553 = 0.00049cm =0.49 x10-7m

Modulo de deformación axial = D = 1/E = 0.000000891; D= s / a = 0.000000889

En nuestro caso el at =F/A « a(pcrmis¡ble)

De lo anterior se deduce que son mínimos los efectos sobre el material de la tubería, y

que la selección del cobre resulta satisfactoria.

¡6

Constantes físicas del material: .

Número atómico: 29

Peso atómico: 63.54

Densidad: 0.324 Ib/in3.

Punto de fundición : 1981.4°F

Punto de ebullición: 4700°F

Calor específico: 0.092Btu/lb/°F

Calor latente de fusión: 91.1 Btu/lb

Coeficiente térmico de expansión linear: 9.2 °f x 10-6

Conductividad térmica a 68°f: 2730 Btu /(ft2-h-in-°f)

Resistividad eléctrica: 1.673 jaQ-cm.

Módulo de elasticidad a la tensión: 16 x 106 lb/in2

Estructura cristalina: FCC

Temperatura de transición:

Símbolo: Cu.

Corrosión:

El ataque destructivo hacia los metales por la corrosión, es un fenómeno químico óelectroquímico de la naturaleza. La corrosión química directa está limitada a condicionesinusuales de medios altamente corrosivos en el ambiente ó altas temperaturas.

El mecanismo de la corrosión electroquímica es más obvio cuando fabricamos elfenómeno de la celda Galvánica, donde un ánodo de zinc y un cátodo de cobre se sumergenen agua, la reacción procede en dos partes. 1) La reacción anódica, el ¡a cual el metal sedisuelve en el electrolito, formando una carga de iones positivos; y 2) La reacción catódica,en la cual la carga de iones positivos de hidrógeno salen al exterior de la placa catódica, loselectrones liberados por la reacción anódica fluyen a través del circuito metálico hasta elcátodo y neutralizan exactamente el numero equivalente de iones positivos.

La película de hidrógeno eventualmente se termina y se polariza la superficiecatódica, deteniendo el flujo de electrones.

La tendencia de un metal a disolverse en el agua, puede ser moderada cuandoconocemos su presión de solución, el potencial eléctrico suele ser utilizado para la prevenciónde la acción de los metales al ser sumergidos en una solución con estas sales en unaconcentración de lmol normalizada.

17

El electrolito es un factor dominante pero controlable, normalmente el agua encontacto con los metales contiene impurezas como sales gases y vapores.

Cálculo de el sistema hidráulico:

El arreglo de la tubería, es un ciclo cerrado de Flujo continuo, por este arreglocirculará el agua de enfriamiento hasta el interior de los hornos arrastrando el calor, y pormedio de un intercambiador lo desecharemos al medio ambiente.

El circuito principal estará compuesto de una linea de alimentación para los hornos,el arreglo utilizara una sección de la tubería de desagüe que se modificará para cerrar elcircuito en un tanque de agua de reposición abierto a la atmósfera; de aquí se bombeara elfluido hacia los hornos, pasando por el intercambiador, introduciéndose a los hornos yretornando por la línea modificada.(ver diagrama).

Datos de! fluido:agua para servicios generales.Peso especifico: C= 998 kg-s2/m4viscosidad dinámica: 10.25 x 10-5kg-s/ m2

viscosidad cinemática: 1.007 x 10-6 m2/s.

Datos de la tubería:cobre tipo Mgasto ó flujo : Q = 40 litros /minuto = 6.666 x 10-4 nWs.diámetro nom: D = 1.25 pulgadas = 0.03175márea de la secc: A = 7.9173 x 10-4 m2.Velocidad: V = 1.2 m/s.Longitud total del circuito: 53.986m.zi=0.00m. nivel del piso.7.2= 4.40 m en su punto más alto.Coeficiente de rugosidad = 0.00015 cm.Cálculos:Re = VD/v = (0.03175m)(1.2m/s)/( 1.007 x 10-6 ) = 37835.1539 = 3.7835 x 104»2000. portanto el flujo es turbulento.

La siguiente relación nos da el coeficiente de rugosidad especifica: s / d .

0.00015 / 3.175 = 0.000047244 ; en el diagrama de Moody encontramos el coeficiente defricción: / = 0.0435

AP= 0.005{0.0435(53.986m x 998kg-s2/m4 x (1.2m/s)2) /(0.03175 x 2 x 9.81 m/s2)}=27.0888 kg/m2 = 0.00270888 kg/cm2

HL= 0.0435{(53.986m x (1.2m/s)2) /(0.03I75m x 2 x 9.81m/s2)}= 5.4286m.

18

Cálculo de las perdidas menores en la tubería:Tubería de 11/4" ( Tubería de 21/2"

Accesorio cantidad accesorio cantidadcodo de 90° 20 " 8codo de 45° 4 " 5"Te" . 3 " 2

M"Y" " 1

Válvula de pie 1Válvula eléctrica 1Válvula check 1

Válvula de flotador 1Equipo enfriador 1Reducción 21/2" a 11/4" i

Analizamos las tuberías por separado y después sumamos las perdidas para obtenerel total:

Tubería de 1.25 pulg.Re = (0.03175m x 1.2 m/s)/ (1.007 x 10-6) = 37835.1539; turbulento.

rugosidad = 0.00004724 factor de fricción = 0.047AP= 0.005{0.047(41.036m x 998.23 kg-s2/m4 x (1.2m/s)2 /( 0.03175m x 2 x 9.81m/s2 )} =22.2527 kg/m2 = 0.00222527kg/cm2.HL= (0.047){(41.036m x (1.2m/s)2 / (0.031750m x 2 x 9.81m/s2) = 4.4584 m

Formula:h = K(V2/2g)

hcodos de 90°= 1.127(1.2m/s )2/2(9.81m/s2) = 0.082715m x 20pzas. = 1.6543m

"codos de 45°= 3.1 (0.07394495) = 0.2275m x 4 = 0.91 m

h'T" en flujo principad 2.5(0.07394495)= 0.184862m x 2pzas.= 0.3697m

'h"T" en flujo lateral =0.9(0.07344959) = 0.066104m x lPza. = 0.0661 Üm

hreducción - (1/CC - I)2 x V2/2g = ((1/0.5892)-!)2 x 0.07344959 = 0.21157478m x 2pzas.

=0.423149m

"válvula de p¡e= 0.8(0.07344959)= 0.058715m

^válvula eléctrica= 0.005(0.07344959)= 0.00036'm

hválvula check^ 2.6(0.07344959)= 0.19096m

hválvula de flotador a 90°= 3.5(0.07344959)= 0.257073m

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entrada a equipo= 0.073395495m .

entrada a hornos= Ü.29358Tm

Tubería 21/2"

Re= (0.0635m x 1.2m/s)/1.007 x 10-6m2/s = 75670.30785

coeficiente de rugosidad=(0.00015cm/6.35cm)= 0.0000236 ; factor de fricción= 0.035

AP=0.005 {0.035(12.95m x 998.23kg-s2/m4 x (1.2m/s)2) / (0.0635m x 2 x 9.81m/s2)=

2.61453812kg/m2 = 0.0002614kg/cm2.

HL=0.035{(12.95mx(1.2m/s)2/(0.0635mx2x9.81m/s2)=0.523875m

Formula:h = Kx (V2/2g)

licodosde90o==0.9(0.07344959)=0.066104m x 8pzas. =0.528837mhcodos de 45O== 0.3(0.07344959)=0.022034m x 5pzas. =0.110174mli"Tc" =1.25(0.07344959)= 0.09181 mSHtotaP 9.100429m. = 9.1m.

Comprobamos por el teorema de Bernoulli:(zi - z2) + ((Pi- P2)/O + ((V|2-V22)/2g) =HL

-4.40m + 0.523875m -5.4286 = 9.30m aprox = 9.1 m.

Calculamos la potencia de la bomba, con las perdidas de carga totales en la línea y laaltura máxima:

carga total= 4.40m + 9.1 m = 13.4m.Potencia = (Q X carga total) / 600 = (40 litros/min x 13.4m.) / 600 = 0.893333KW.1 hp = 0.746KW. Por tanto la potencia de la bomba es = 1.19hp.

Consideremos ahora los efectos térmicos:dilatación térmica de los sólidos:

Longitud:h = /i( 1 + a(t2 - ti )) = 53.863m (1 + 16.5 xlO-6 °C-l(45°C - 15°C)) = 53.8888 m.deformación axial = 53.888m - 53.863m = 0.0258m.

Area:A2= Ai( 1 + 2a(t2 - ti )) = 0.000394082m2 (1 + 2(16.5 x 10-6 °Q( 45°C- 15°C ) =0.000394472 rtfl.

deformación radial = 0.000394472 - 0.000394082 = 3.9 x 10-8 rtfl .

20

C A P I T U L O 3

SISTEMAS DE ENFRIAMIENTO

La mecánica de la refrigeración es el proceso de disminuir la temperatura de unasubstancia por abajo la temperatura de los alrededores, l.os procesos químicos - industrialesson los que mayormente utilizan las facilidades de la refrigeración. Las grandes aplicacionesen usos comúnmente típicos incluyen la fabricación de fibras sintéticas y textiles,refrigeradores, cloratos, plásticos, floruros hidrogenados, tintes, dimethyl terephthalate,acrylinonitrile, and caprolactam.

La refrigeración es usada para remover el calor de las reacciones químicas, de elproceso de licuafeción de los gases, la separación de un gas por destilación y condensación, ypara la purificación de productos de preferencia fuera de la congelación de un componentepara una mezcla de líquidos. La refrigeración también es usada extensamente en plantas deaire - acondicionado para áreas de confort, procesos y diversos usos térmicos.

PRINCIPIOS BÁSICOS

La refrigeración, está firmemente apoyada en dos principios básicos conocidos queson: La Primera y La Segunda Leyes de la termodinámica.

La primera ley establece para la energía que está no se crea ni se destruye.. Sidesaparece de una forma es para reaparecer en otra forma. No puede aparecer solamente laenergía en una forma cuando ha correspondido decreciendo de otra forma la energía. Lasegunda ley establece que no hay sistema capaz, de recibir calor a una temperatura dada yexpulsar este a una temperatura más alta fuera de él, recibiendo trabajo de los alrededores. Flflujo de calor siempre fluye hacia el cuerpo más frío nunca inversamente. A través de lasconsideraciones de estas leyes el ciclo de refrigeración ideal puede ser representado por elciclo de Carnot invertido. La eficiencia ó coeficiente de construcción (COP ; por sus siglas enInglés "coefficient of performance) del ciclo de Carnot depende de estas temperaturas, cuandoel calor es adicionado y cuando el calor es expulsado.

Tenemos,

COP = T1/(T1-T2)

Donde : T1= La temperatura absoluta en el evaporador

T2= La temperatura absoluta en el condensador

En la actualidad un ciclo de refrigeración reversible, no existe, y tenemos por endeserias necesidades, causando con ello que el COP solo sea para un ciclo ideal.

Extraído de: ASHRAE HANDBOOK and PRODUCTS OF DIRECTORY ; Applications, 1978; Eqnipamenl.1983; Systems, ¡980; Fundamentals. ¡981; American Society of Healings, Refrigeranting and Air ConditioningEngineers, Atlanta. Brown and Briky.

Teoría de la refrigeración:

Calor y frío: El calor es una forma de energía que se radia de un cuerpo a otro. Comose sabe, la principal fuente de calor es el sol, poroduciendose también por otros medios:Combustión, fricción, electricidad, reacciones químicas, compresión de aire ó vapor.

La teoría del calor se define por el movimiento molecular. Cuanto más enérgico resultadicho movimiento, mayor es el calor que proporciona al cuerpo. Al despréndese este calordisminuye el movimiento de las moléculas, que no desaparece hasta llegar al cero absoluto(-273°C).Asi, pues, en todo cuerpo que se halle por encima de esta temperatura existeteóricamente calor.

En cuanto al frío, no existe teóricamente como término positivo, sino que representasimplemente ausencia de calor . El frío no puede desprenderse ni radiarse. La sensación que senota al aproximar la mano a un trozo de hielo no obedece a que se desprenda frío del hielosino que desaparece el calor de la mano al dirigirse hacia aquél.

La refrigeración debe considerarse, por consiguiente, como un proceso de extracciónde calor.

La unidad con que se mide el calor es la caloría. Representa el calor necesario paraaumentar un grado centígrado la temperatura de un litro de agua. Esta unidad es de dos clases:La pequeña caloría ó gramo-caloría, la mayoría de las veces llamada simplemente caloría, coninicial minúscula, y la gran caloría o kilocaloría, normalmente expresada por Caloría coninicial mayúscula, La primera como ya se ha indicado representa el calor absorbido al calentarun gramo de agua, mientras que la segunda corresponde a un valor mil veces mayor, osea unlitro de agua.

Existe a veces cierta confusión en el empleo de ambos términos. Normalmente, entrabajos científicos o de laboratorio, se emplea la gramo-caloría, mientras que en la practicalas cantidades de calor se miden en kilo-calorías. La kilo-caloría o Caloría equivale a 3968BTU(Brithis Thermal Unitis), osea la unidad usada en Inglaterra y Norteamérica, querepresenta la cantidad de calor necesaria para subir o bajar un grado Fahrenheit la temperaturade una libra de agua.

En refrigeración se emplea usualmente, como unidad de medida la frigoría, la frigoría,que es la cantidad inversa de calor que se debe extraer a un litro de agua para rebajar un gradocentígrado su temperatura. L a frigoría es simplemente una kilocaloría y se emplea paraexpresar la carga de refrigeración o capacidad de una planta frigorífica. Así, pues, una plantacon una capacidad de 10,000 frigorías por hora, es capaz de extraer 10,000 kilocalorías o39,680 BTU por hora.

Otro término usado muy a menudo para denotar !a capacidad de una planta frigoríficaes !a tonelada de refrigeración, que es !a cantidad de calor absorbida para !a i'ui,ión de anatonelada de hielo sóüdo en 24hr.En Ingiarerra equivale a 12.253 l.íTU por hora y in Americadonde la tonelada tiene 2000 libras a !2,000 BTü también por hora, apro:;;:!\:dair.j;-,:o300ki¡oca!orías por hora.

Las úhinias normas del Sistema Internacional que se están adoptando para unnkar laexpresión de la potencia frigorífica, establece al Vatio corno unidad de medida (StandardInternationa! Unit) en sustitución de kilocalona, frigoría, Ton de refrigración, ó BTL; sierxb suequivalencia la siguiente:1 frigoría -hora - 1.1626 vatios

1 Tonelada de refrigeración i 2000 BTU-hora) = 3516.85 Watts

1 B.T.U. -hora = 0.29307! vatios

DESARROLLO DE LOS CÁLCULOS

Los métodos seleccionados son los siguientes :

a) Refrigeración mecánica (enfriador tipo paquete).la) Utilizando R-12 y un condensador enfriado por agua.2a) Utilizando R-22 y un condensador enfriado por aire.b) Refrigeración por contacto directo (Torre de Entente).Ib) Convección Natural.2b) Convección Forzada.

Datos:

flujo ó gasto : 20 litros /minuto.Temperatura del agua de enfriamiento a la entrada de los hornos; T I - i 5°C; = 59°FTemperatura del agua de enfriamiento a la salida de los hornos; T2~45°C; = 113°FDiferencia de temperaturas en el sistema ó rango de enfriamiento; DT~ 30°C; ~ S6°F

Esta misma diferencia se conserva en:

1 .-Diferencia de temperatura, para la superficie de calor.

2.-Diferencia entre la temperatura del agua quu entra al evaporador y la temperatura del R-12en evaporación.

3.-Diferencia entre la temperatura del condensador y la temperatura del R-12 en condensación.

Agua del condensador:temperatura del agua que entra: 30°C; =86°Ftemperatura del agua que sale : 35.555°C; =96°F

Calculamos las toneladas de refrigeración para los siguientes datos:20 lts/min x (1 galón/3.785 litros) = 5.2840 gal/ min.Toneladas de refrigeración = (gal/min. x8.33 x DT x 1.0) /200Ton - ¡(5.2840 gal/min) x (8.33) x (86 ° F) x (1.0)} /200 = 18.6298 Ton. de refrigeración.

Por tablas de R-12; a la presión del evaporador correspondiente a 4.4°C; 39.92ÜF es de2.55bar,ó 2.6 kg/cm2 ; 37psig.

I .a temperatura de condensación saturada, para 35.55°C: 69°F el agua sale a -12.22°C;10°F, ó haciendo la diferencia por tablas de R-12, obtenemos la presión correspondiente a!condensador 8.8942 kg/cm2 ó 8.71 bar; 126.5 psig.

Calculamos el efecto de refrigeración: RF = hg - hfRR = 81.4 btu/lb - 32.3 btu/lb = 49.1 Btu/lb.

Flujo de refrigerante: f = (Ton x 200 bUi/min) / RFf = (18.6298 Ton x 200 Btu/min) / 49.1 Btu/lb. = 75 885 lb/min ó 34.42 kg/min.

Desplazamiento teórico del compresor:(flujo teórico del comprcoor)flujo = peso del flujo x Vg - 96.816 lb/min x 0.773 ft3/lb = 74.838ft3/min.flujo = peso del flujo x Vg = 57.885 lb/min x 0.773 ft3/lb - 44.74 fi3/min.

Radio de compresión: CR = (presión de descarga a la temperatura desaturación)/(presión del evaporador.)CR-Pd/Ps = (126.2 psig + 14.7) / (37 psig + 14.7) = 2.7253

Capacidad teórica del compresor: (desplazamiento x efecto refrigerante x 60) /VgCap. = (1.0692 ft3/min x 49.1 btu/lb x 60 min/hr) / (0.773 It3/lb) - 4075 Bm/hr

2a) Utilizando R-22 como refrigerante y aire para enfriar el condensador.

Datos :gasto ó flujo: 20 lts/min = 0.333kg/seg =0.000333m3/seg.T1 = 15°C* T2-45PCh 1 = 63.25 kJ/kg h2 = 188.49kJ/kg.

Calculamos la capacidad de enfriamiento:Q = Dh = h2 - hi =(188.49 - 63.25)kJ/kg = 125.24 kJ/kg.

Capacidad especifica:

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q - Q x flujo = 125.24 kJ/kg x 0,333 kg/seg. = 41.7425 kJ/seg. = 41.7kW.

Calculamos la capacidad en toneladas de refrigeración:Cap Ton. = (412371.388W ) / 3600W/Ton. de refrigeración = 11.951 ton de refrigeración,aproximadamente 12 toneladas. Ver tablas 6 y 7 en el anexo.

Xota: JRSA. modelo h~IAT.\fAS-12.it!iliza R-22.

b) Torre de enfriamiento:

Torre de enfriamiento de convección natural.

Datos de flujo:Flujo de agua, L= 20 lts/min = 0.333 kg/seg.= 0.000333 m3/se».Flujo de aire, G= 50 lts/min = 0.833 kg/seg. = O.OOOS33 m3/seg.

Capacidad clorifica del agua, CL = 4.19kJ/kg-°C.Flujo de calor a través de las paredes de los tubos y la película da agua refrigerante: q = UsA(Tc - Ts) = Btu/hr-ft2 ó W.

Coeficiente de transferencia de calor: Us= Btu/hr-l\2 ó W/m2-°C.Temperatura de saturación a la temperatura de entrada del agua refrigerante al condensador: Te=°F;°C. ' .

Temperatura de la superficie de la película de la película de agua: Ts=°F; °C.Superficie exterior de los tubos de agua de condensación: A= ft2,m2.

Flujo de calor de la interfase del aire y del vapor del agua, también se llama calor en elcondensador: q = UcA(hs - he) =r Btu/hr ó W.

Coeficiente de transferencia de calor para la interface del aire y del vapor de agua en elaire: Uc= Btu/lb; W/(m2-kJ/kg).

Entalpia del aire saturado a la temperatura Te: hs— Btu/lb, kJ/kg.Entalpia de aire entrando al condensador: he- Btu/lb, kJ/kg.

Cálculos:qs= UsA(Tc -Ts) - (5 x 1 x 19.8416 - 9.8833) = 49.79kW.qc= UcA(hs - he) - ( 0.6436 x 1 x (74.89197 - 44.6560)) - 19.45k\V/(°C-kJ/kg); convirtiendo:= 16.2i59kJ/s = kW.Dq - qs- qc = 49.79kW - 16.2159kW - 33.57kW.

Este resultado representa la extracción del calor, y la disipación de esté al exterior;como podemos apreciar en la tabla de los rangos de enfriamiento, el máximo rango deenfriamiento por este método es de : 22.07°C.

Torre de enfriamiento de convección forzada:

Calculamos la energía transferida por una interface:dqw= L CIDt = 0.333kg/seg. x 4.19kJ/kg-°C = 20.948kJ/s o kW.Calculamos la transferencia de calor por el peso del agua en la fase interna:dqw= KladV(t -1") ; dqw / Kl(t -1") = 1/adV; por definición sabemos que : adV =m3. a= m2;dV= m3/in2 resolviendo:1/V = (20.94S) / (1.2 x 1.6758) x ( 45 - 30) = Ü.8333m3; V --= 1.1999m3 - 1,2m3.Comprobamos que la energía transferida por la interiase al medio ambiente es:dqs= KGadV(t - ta) =(16753332 kW/m2-°C) x ( Im2) x (1.2m3) x (30 -19.8416)°C. =20.429150kJ/s =k\V.

Según el balance térmico debemos reducir la temperatura de 45°C a 15°C, justo a unaDt = 30°C; para ello necesitaremos un capacidad de enfriamiento de 41.878k\V.

Qc.e.= q\v + qs + ql = 20.948k\V + 20.4285k\V -i- 0.0008333kW - 4l.377k\V.Aproximadamente = 41 .S78kW. Nota: (125.76 kj/kg) es la energía que retiramos.

De esta manera la energía del agua a 45°C es de q=62.823k\V. Haciendo el balance :QTotal=qcontenido -qdesalojado=62.S23k\V - 41 87SkW - 20.945kW.

Según las tablas del agua comprimida sub-enfriada y vapor sobrecalentado: la energíadel agua a 15°C es- 20.982 kW Nota: ver tablas de vapor (63,ülkJ/kg).

Consideremos las condiciones trabajo para la torre que seleccionaremos:datos:(correspondientes al año de 1990).

SNM (Sistema Nacional Meteorológico); Estación la Marquesa.

Latitud 19° 18', Longitud 99° 22', altitud 3064 m.s.n.m; dirección constante del viento NE.Temperatura: tmáx=l9.8416°C; tmedia= 9.86°C; tmin.= -1°C

Promedio de lluvias al año ~ 2.933mm; promedio de evaporación a! año — 3.861 mm.

Días con precipitaciones pluviales menores de 0.1 mm. 149; por lo que 40% del año eslluvioso, pero el ambiente es muy seco.

Complementamos la información con los datos más actuales de la estación del 1NIN;(año de 1992).Presión : pmáx.=710.00833 mbar; pmedia=708.541666 mbar; pmin= 707.45mbarTemperatura:: tmáx=!5.774166°C; tmedia=!0.1575°C; tmin=4.5408°C.Evaporación total = 84.46833 mm.

Cálculos: t

dqs = KGadV(t" - ta) = 5kW/ m2°C x Im2 x 2.8 Im3 x (30 - 9.86)°C = 2S2.967kVV-m3;despejando el V, V - 282.967kW-m3/ 62.S23kW = 4.5m3 (con los valores de SMN).dqs = KGadV(t" - ta) - 5 x 1 x 3.58 x (30 -1.0.1557) = 335.242kW-m3; despejando el V, V=355.242lkW-m3/62.823kW = 5.65m3 (con los valores obtenidos de la estación del ÍNIN).Selección de la torre de enfriamiento por medio de las curvas características del fabricante(Flákt, Marley de México). Ver tabla 8 en ei anexo.Carga térmica: 41.87SkW=125.759758kJ/s = 39.6947S673Btu/s = 23.81Btu/min.Rango = 30°C ó S6°F.Temperatura de bulbo húmedo : (10.158°C = 50.4844°F)real; (16.666T - 62°F)fictic¡o.flujo: 201ts/min = O.333kg/s = 44.0873 lb/min = 5.292593 gal/min ó GPM.rango = carga térmica /flujo ; despejamos la carga térmica, Cterm-" 6S°F x 44.08731b/min =3791.507937 Btu/min.acercamiento - (tdeseada de agua fria - bulbo húmedo ) = 59°F - 50.4844°F = 8.5151°F.Variación del rango según la curva II del fabricante: 1.075Variación del acercamiento según la curva I del fabricante: 1.9Rango real = 86°F / 1.075 = 80°F = 26.666°C.acercamiento real = 8.5151°F x 1.9 0 16.5086°F.Flujo real = 5.292595GPM. - (44.081b/min)/0.0675 = 78.40 lb/min = 0.59277 kg/sEnergía transferida en una fase: qdvv = LCldt = 37.2397kW.Transferencia de calor por el peso del agua en la fase interna: qds= KGadV(t"- ta) =33.19S9kW.Difusión de! calor por la película de vapor: dql= {(rk'adV(w'-wa) / rdm¡=3.43083xl0-3kW.Qtotal = qvv + qs + ql = 70.44203 OkW.

De lo anterior deducimos que : " sí, seleccionamos una torre de enfriamiento comométodo de solución, necesitaremos:

1.- aumentar el flujo del agua en un 56.23%; Esto es de 0.333kg/s a 0.59277kg/s.

2.- debido a las condiciones locales del área de Salazar, Estado de México; del rango detemperaturas requerido Dt = 30°C = 86°F; solo obtendríamos: 26.6667°C = 80°F, ya que latemperatura de bulbo húmedo es de 10.158°C = 50.48°F.

La carga térmica = gasto x rango = 3791.507937Btu/min; de los cuáles solodesalojaríamos 3526.984Btu/min.

Por lo mismo de los 45°C solo reduciríamos la temperatura a 1S.33°C, en vez de los15°C requeridos .

Calculo de las tuberías: Hl calculo de las lineas de trabajo se refiere a : (i) Las pérdidasde carga por fricción(presión diferencial), en el sistema de tuberías; y (ii) determinar lasimensiones de la tubería. Hstos presentan series separadas de cálculos ó estimados cuanto

más sean complicados los requerimientos. Ejemplo, un gran diámetro de tubería producericciones mínimas para un determinado rango de Unjo, pero al mismo tiempo representa un

elevado costo inicial. El objeto de determinar las pérdidas de carga es: Determinar lapendiente de pérdidas para una parte de el total de un sistema establecido ó para basar en estoscálculos la selección de la bomba más conveniente.(ii) y finalmente determinar lasdimensiones de la tubería más óptima. Otros factores pertenecientes a el diseño de sistemastambién pueden estar involucrados pero, también caben dentro de estas dos categorías.

Pérdidas de flujo: En una buena cantidad de casos las pérdidas de flujo son calculadasde forma empírica ó semi-empírica, ó se determina por un estimado de forma alternativa,tablas ó cartas son ampliamente usadas para leer directamente la pendiente de fricción pararangos de flujo particulares y dimensiones cié tubería, los resultados obtenidos dependen engran manera de la validez de los datos empleados, muchos de los cuales presentan marcadasinconsistencias ó divergencias, l.a mayoría de estos datos está preparada para el flujo de agua,y no puede ser directamente aplicable para fluidos altamente viscosos, estas pendientestabuladas u otros que son conocidos , y son aplicables para diversos líquidos, pero losresultados obtenidos son directamente por cálculos.

Tipos de flujos : Hl tipo de flujo, puede ser laminar ó turbulento, esto puede serdeterminado por el número de Reynolds(Re).Esta es una cantidad expresada por la divisióndel producto del calibre del tubo, y la velocidad de flujo por la viscosidad cinemática delHuido involucrado fuera de cantidades dimensionales, el valor anumerico actual de Re que seaobtenido es independiente de las unidades empleadas, por el calibre, la velocidad del flujo.(suponemos la viscosidad v en centistokes).

En unidades de ingeniería :

Re - (7740DV)/v

Donde D es en pulgadas; V es en ft/s

Re=(930DV)/v

Donde D es en cm, y V es en m/s

28

número de Reynolds para agua limpia y fría1 Calibre de tubería

pulgadas ~ 1 Íl/2 ~2 3 4 6 8~ 10 12 18mm. 25 40 50 75 100 150 200 250 300 450

por 1gal/min. 3800 2500 1900 1270 950 630 475 380 320 210

por 1litro/min 835 550 420 280 210 140 105 85 70 46

Para agua limpia y fríaRe = 7740DV ó Re = 930DV

Pendiente de flujo laminar : Cuando el flujo de un fluido es laminar(el número dereynolds abajo de 2000) la pendiente friccional puede ser construida por primer principio

' usando la ecuación de Darcy-Weisbach en la forma:

AP = f (LrV2 /2Dg)

P= presión de alrrededor,r= densidad de masa del fluido, f= factor de fricción = 64/Re el! resultado en unidades que incluyan el rango de flujo para un flujo de velocidad determinado.

AP = Kl(LQm/D4)L= longitud de la tubería,m=es la viscosidad en "centipoise", Kl-factor dependiente de lasunidades L, Q, D.Para L en pies y D en pulgadas:Kl= 0.0002275 para Q en Imp. gal/min.Kl= 0.0002730 para Q en U.S. gal/min.Para L en metros, D en milímetros, y Q en Iitros/min.Kl= 9.05Expresamos las perdidas de carga(AH), por una formula equivalente:AH=K2f(LQ2/D5)Para AH, y L en pies y D en pulgadas:K2= 0.0260 para Q en Imp. gal/minK2= 0.0311 para Q en U.S gal/min.Para AH y L en metros, D en milímetros y Q en litros /min

K2 = 641270

Pendiente de flujo turbulento: En el caso de flujo turbulento el factor de fricción esinversamente proporcional al valor exponencial del numero de Reynolds, para las condicionesde la superficie y la rugosidad de la tubería. La forma (exponencial )podemos por derivadasemi-empírica

3 0

CAPITULO 4

(LAY - OUT)

Cálculos de la tubería :

Cálculos de los niveles máximo y mínimo del tanque auxiliar:

Datos del tanque:

Forma: Cilindrico con casquetes convexos.Diámetro exterior: 1.65m = 165cm: (D)Longitud del tramo recto: 10.4Sm = 1048cm: (L)Altura del casquete: 0.03m = 3cm: (A)Volumen del casquete convexo: (P)Volumen del tanque: (G)P = 1.5708 x A x [(A2)/3 + (D2)/4] =0.032087909 m-"»G = (P x 2) + ( L x D2 x 0.7854) = 22.47305154 m-» = 22473.05154 litros

Según podemos apreciar en la figura que muestra la disposición de los niveles devidrio colocados en el tanque, las alturas correspondientes de superior a inferior en formadesendente a partir del borde inferior son:

H| =1.62 m; H2 = 0.95 m; H3 = 0.5526 m; H4 = 0.13 m.El radio del tanque es : R = D/2 = 1.65 m /2 = 0.825 m.

El tanque está en colocado de forma horizontal sobre su dimensión más larga; por loque a una altura igual a su radio (0.825 m ) el espejo formado por el agua presenta el 100%de su superficie; esta nota será de utilidad para las deducciones siguientes.

Llamamos S a la superficie del espejo del agua, y tiene un valor de S = D x L = (1.65mx 10.48m)= 17.292 m2.

El volumen máximo de capacidad del tanque es V = 22.473 nv .Y llamamos H a la altura total del nivel. = 1.65 m.

Por relaciones de porcentajes de altura obtenemos los siguientes resultados :Hi= 1.62 m;VH | = 22.0644 nv>; SHi=8.33159986 ni2H2 = 0.95 m;VH2 = 12.939 nv5; SH 2 = 15.01673 m2H;, = 0.5526 m;VH3 = 7.52641192 m3; SH3 = 8.523960982 m2H4 = 0.13 m; VH4 = 1.7705979 m3; SH4 = 1.362399986 m2

3/

D =

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1.65m.f!j

hiN0 03m |

F¡R. 11-/

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Cap. = 7

L =10.48 ra.

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1 !)A

FIG. II

INSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABA

TITULO: TAA/Q(J£

FECHA:

No. DIBUJO "

ALIMENTACIÓN DE AGUA A HORNOS DE SIMTERIZADO

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ACOT:

TECNOLÓGICO DE ORIZABA !

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FECHA:

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33

Deseamos implemenlar un dispositivo de seguridad por medio de un regulador denivel que 1) evite el derramamiento del líquido al sobrepasar un tope adecuado y 2) se eviteque el tanque se vacie totalmente dañando a la bomba. Si arbitrariamente colocamos loselectrodos de nuestro dispositivo de nivel a 15cm del borde superior e inferior obtendremosun control del liquido almacenado en el tanque :

Altura total del tanque = 1.65m ; Altura del nivel superior = 1.5m; Altura del nivel inferior =0.15m. Al evaluarlos obtenemos los siguientes resultados:

A.N.S. = 1.50 m; VA N s = 20.430 IVP; SA.N.s. = 0.8646 m-A.N.I. = 0.15 m; VA,N L = 2.043 nv; SA.N.i. = 0.78599 m2

Cálculo de la cisterna del sistema de alimentación a los hornos:

Este deposito tiene la función de colectar el agua que retorna de los hornos, reponer elagua perdida por vaporación, y dar un tiempo de 20 min. de servicio en caso de que fallara elsuministro de la red, la bomba de este deposito debe contar con los dispositivos de seguridadplanteados en el tanque auxiliary una alarma sonora ó luminicenle que advierta que su nivelminimo ha sido alcanzado, de igual manera en su nivel máximo.

d = 1.13[(Q/v)]i/2 = 11/4" =-- 0.0.3175 m; diámetro nominalQ = [(d(v)l/2) /1.13P = [((0.03175m)(1.2 m/s)l'2)/1.13]2 = 9.473529641 x 10-*» m-Vs =56.84117785 lts/min

I.a velocidad real en el ducto :v = [(1.13 x(9.473529641 x 10-4m3/s)l/2)/0.3175m]2 = 1.09544 m/'sPara un diámetro nominal de 11/4" de tubería de cobre tipo M, norma 13-88: el diámetrointerior de la tubería es 32.791 mm.Por tanto el gasto real será :O = [((0.032791 m x( 1.095445 m/s)0.5)/l.l3]2 = 9.224503772 x HHnvVs = 55.34702263lts/min x 20 min = 1106.940 Its- 1.10694 nv.Cálculo de la línea W-07 (retorno del agua de los hornos):

Fsta línea sobresale del nivel del piso del arca de hornos, y es visible en el cuarto decilindros porque éste ultimo se encuentra a desnivel, como el flujo de alimentación es de 40Its /min este mismo es el que recobramos el diámetro nominal del tubo es de 2"; según lastablas de la tubería de cobre tipo M ; el diámetro exterior es de 53.975 mm; y el diámetrointerior es de 51.029mm. obtenemos la velocidad y el gasto real:V= [(1.13(Q)l/2)/d ] = 0.57176233 m/sQ=[(d(vl/2))/1.13]2 = 1.1659 x 10-3 m3/s = 69.959 lts/min

F.ste sería el gasto en la tubería si se llenara completamente el tubo, pero funciona eltubo a solo 57% se su capacidad. Sí quisiéramos sustituirlo el diámetro sería de :d = 1.13[(6.666 x 10-4 m3/s)/0.57176233 m/s] 1/2 = 0.03858 rn .Pendiente de presión y perdidas de carga por fricción para la linea W-07:

tidad

33

longitud total~ 4.25 m

2.55 m10.50 m

suma: 17.20 m6,10m

Re\V-07 = [(dpv)/u] = [(0.051029m x 101.756371 kg-s2/m4 x 0.5717 m/s) /10.25xI0-5] =2.84x105 » 2320; flujo turbulento.e /d = (0.00015cm /5.1029cm) = 0.000029; Por el diagrama de Moody/= 0.025AP\v-07 = 0.005[( / Lpv2) /d] = 0.005[(0.025)(100m)(101.7*5kg-s2/m4)]/(0.051029m)=8.14687307kg/m2 = 8.146873xl0-4kg/cm2.HLW-07 = / [(Lv2)/(2dg)] - (0.025)[((100m)(0.5717m/s)2 )/(2x0.051029mx9.81m/s)] =0.81615186 m.

Calculamos las longitudes equivalentes en la ¡ineaVV-07:Accesorio y/o válvula longitud equivalentecodos a 90° 0.S5 m

codos a 45° 0.85 m"T'flujo lateral 3.50 m

Longitud total equivalente en la linea W-07 para la longitud de :Longitud total 23.30 m

Pendiente de presión y perdidas de carga por fricción para la linea W-07 para lalongitud equivalente total:

A P - 23.30 m (8.14687304x10-4 kg/cm2)/100 m = 1.898221418x10-4 kg/cm2HL = 23.30 m ( 0.81163186 m)/100 m = 0.19015 m

Comprobamos los resultados utilizando el factor K en codos a 90° y 45° por larelación: _

hL= K[(v)2 /(2g)] = L(m/s)2 /(m/s2) ]= m

hL90° = (0.9)[(0.5717m/s)2 /(2x 9.81 m/s2) x 5 pzas. = 0.0799635 mh L 4 5 ° - (0.29)[(0.016658557m)]x 3 pzas. = 0.0144929 mT flujo lateral = 1.25(0.016658557 m)x 3 pzas. - 0.062469 mHTot\V-07 = 0.04975 + 0.151926 = 0.2017 m.

Cálculo de la pendiente de presión y las perdidas de carga por fricción en 100 m, enla linea W-04 (Alimentación al tanque de reposición de agua).

Datos:flujo en la linca general: 69.95 Its/min = 1.165983 x 10-3 m3/sP = 5.2 kg/cm2 = 5.033881 mL= Ó2.5mTubería de cobre tipo M, norma B-S8Accesorios : 5 codos a 90°, 1 reducción, 1 TDimencionamos el diámetro :d = 1.13[(Q/v)]i/2 = l.l3[(6.666xl0-4m3/s)/(1.2m/s)l»/2 = 0.02663 mRn las tablas de la tubería de cobre, tipo M existen:D n o m = 25 mm; diámetro interior = 0.026797 y D n o r n . :- 32mm ; diámetro interior = 0.32791m. Temamos la mayor y calculamos la velocidad.v = [(1.13(6.666x10-4 m-Vs))/0.026797 m p - 1.185476205 m/s.

Analizamos el flujo:Re = [(dpv)/j.i] = [(0.026797m x 101.75 kg-s2/m4 x 1.185476205 m/s)/10.25x10-5 kg-s/m2] =

31534.7629 = 3.15347629 xl(H flujo turbulento.e/d = 0.00015cm /2.6797cm = 0.000055979 . Por el diagrama de Moody /••= 0.045

Calculamos la pendiente de presión y las perdidas de carga por fricción en 100 m.AP = 0.005[((0.045x 100m x 101.75kg-s2/m4 x (1.185476 m/s)- )/0.026797 m]=-- 120.064kg/m2 = 0.01200 kg/cm2.HL = (0.045)[(lOOm x (1.185476m/s)2)/(2 x 0.026797 x 9.81 m/s2)] = 12.048 m.

Calculamos la s longitudes equivalentes:accesorio long, equivalente cantidad total

codo 90° 0.06 m 5 0.3m"T" flujo normal 2.00 m 1 2.0ml r ed -d /D 0.17m 1 0.17m

Total = 2.47 m

Longitud total: 2.47rn -i- 2.50 m - 4.97m

Para la longitud total calculada obtenemos la pendiente de presión y las perdidas decarga por fricción:

AP\v-04 ^ 4.97 m x (0.012 kg/cin2) /100m = 5.964 x 10-4 kg/cm2

HLW-04 = 4.97 m x (12.048 m /100 m) = 0.5987 m

Cálculo de las perdidas por fricción por 100 m en las lineas W-09, W-10,W-l 1.

Datos:Q - 40 lts/min = 6.666 x 10-4 m 3 / S ; v - 1.1854 m/s; d= 0.026797 m, En 100 m. es la mismapendiente de presión y las perdidas de carga calculadas anteriormente.

Por el método de longitudes equivalentes obtenemos las perdidas totales.Linea W-09:4 codos a 90° = 1 m x 4 pzas. = 4mr>LW-09 = 0.75 m + 4m = 4.75 m.Linea W-10:6 codos a 90° = 1 m x 6pzas. ~ 6m3 codos a 45° = 0.04m x 3pzas. = 0.12mValv. de comp.= 0.25m x 2 = 0.50 m1 Equipo:Perdida por entrada al equipo: hL = K[(v22)/2g] = 0.78[( 1.1854 m/s)2 1(2 x 9.81m/s2)] =

0.05887mPerdida por salida del equipo: hL = K[(vs -v2)2 /(2 x 9.81 m/s2)] - 0.965f(1.2 - 1-185476 m/s)2/(2x9.81 m/s2)J = 1.0375 x 10-5 m1 válvula check = 0.2148859 m"T" flujo principal = 0.95 m x 2 pzas. ~ 1.9 m

Equivalente W-10 = (6 +0.12 + 0.50 +0.05887 +1.0375 x 10-5 +0.2148859 +1.9) m =8.7.93766275 m

Linea W-11 :codos a 90°= lm x 8 = 8mcodos a 45° = 0.04m x 3 = 0.12 mValv. de globo = 1.5m x 1 = 1,5mValv. check = 0.2148m x 1 = 0.2148m"T" flujo lateral = 2m x 2 = 4mEquivalente W-ll = (8 + 0.12-- 1.5 +0.2148859 +4)m - 13.834885 m

i = 13.834885 m + 7.125m - 20.984885 m

Calculamos la pendiente de presión y las perdidas de carga por fricción en laslongitudes reales de las lineas VV-09; W-10;W-l 1.Linea W-09:

AP = 4.75 m x (0.12kg/cm2)/100m = 5.7x10-4kg/cm~hL = 4.75 m x (12.048m /100m) = 0.57228 mLinea W-10:AP = 13.6687 m x (0.12kg/cm2)/100m - 1.64025xl0-3kg/cm2hL = 13.6687 mx(12.048m/100m)= 1.6468mLinea W-11

AP = 20.984885 m x (0.012kg/cm2 )/l00m = 2.51818 x 10-3 kg/cm2hL = 20.984885 m x (12.048m/100m) - 2.5282 m

Construcción teórica de un enfriador utilizando R-22:

Planteamiento: Requerimos enfriar agua con un flujo de 40 Its/min de 45°C a 15°C,con una diferencia de temperaturas de 30°C. Consideramos esta diferencia igual a la existenteentre la temperatura del liquido que entra al enfriador (evaporador ó intercambiador) y latemperatura de evaporación del R-22; de igual manera suponemos que es la misma diferenciade temperaturas entre el agua que sale del condensador y la temperatura de condensación delR-22, (posteriormente evaluaremos e! condensador enfriado por aire).

Datos adicionalesTsobreca!entamientoR-22=TSH= 18.333°C = 191.4833°KÓ65°FTmáx = 45°C = 218.15°K ó 113°F (Con está temp, obtenemos la Presión en el condensador)Tmin - 15°C = 188.15°K ó 59°F (Con está temp, obtenemos la presión en el evaporador)Dalos obtenidos de labia 3-280 para el R-22 y el diagrama de la figura 3-35 P-H de Perry \s Chemical.

1.-) Evaluamos las toneladas de refrigeración necesarias:

Líquido a enfriar:Agua a condiciones standard, Flujo = 40 lt/min = 0,666 x 10--* nv/s - 0.666 kg/s (de agua)Entra a 45°C y sale al 5°C, At = tentra - tsale = 30°C = 203.15°K =86°F

Hs un liquido comprimido sub-enfriado(no saturado), porque a la presión de 1 Bar(14.696 Ib/pul2) la temperatura de saturación es 100°C.

Obtenemos los valores puntuales en las tablas de vapor y agua:lbar y ti = 45°C :v = 1.0098 xlO-3 m3/kg ; p = 990.21 kg/nv ; h - 188.49 kJ/kg ; u=188.39kJ/kg ; s =0.63849 kJ/(kg-°K)lbar y t2 = 15°C : v = 1.00086 x 10-3 p = 999.74 kg/m.v h - 63.01 kJ/kg; u = 62.91 kJ/kg ;s = 0.22422 kJ/(kg-°K).

El calor absorbido por el agua para la At referida es:Aq = h 1 - h2 = (188.49 - 63.01) kJ/kg - 125.48 kJ /kg.

Q = calor x flujo de masa =-- 125.48 k.l/kg x 0.666 kg/s - 83.65333 kJ/ssí consideramos que cada horno consume 0.333 kiv's osea 20 lt/minQ --= 125.48 kJ/kg x 0.333 kg/s = 41.78484 kJ/sEfecto refrigerante =r (41.78484 kJ/s / 3.6 kJ/s-ton de ref.) ~ 11.6173 ton de refrigeración.

2.-) Análisis del sistema del enfriador utilizando R-22:" insertar aquí el diagrama esquemático y el diagrama P-h con los valores correspondientes yel ciclo A-B-"

3.-) funcionamiento

Punto A : Inicio del ciclo ; el liquido saturado entra desde el condensador hacia laválvula de expansión restringiendo su paso por ella, después de sufrir una expansión súbita.

Línea A-B : Proceso de expansión súbita en la válvula sin cambio de entalpia .

Línea B-C-E : Expansión en el evaporador a presión constante.

Línea E-F : Compresión isoentropica sin perdida ó ganancia de calor.

Línea F-G : Saturación del vapor sobrecalentado a presión constante.

Línea F-A : Condensación del refrigerante a presión constante.

4.-) Cálculo del ciclo refrigerante:

Obtenemos la presión del evaporador con T= 15°C = 188.15°K en tablas 3-280 dePerry's Chemical handbook, interpolamos los valores con la fórmula:

f(x) = (1 /(Xi-X0))[(X!-X) flxo) - (Xo-X) f(X

Presión en el evaporador = 0.073738 bar.

3 8

8 8

PRESIÓN CEL CONDENSADOR

PRESIÓN DEL EVAPORADOS

ENTALPIA

(a)

CONDENSADOR

U-JDEPOSITO

VÁLVULA, DEEXPANSION

(b)

FIG. 13

COMPRESOR

INSTITUTO

TITULO: CICL

ESCALA:

ACOT:

TECNOLÓGICO DE ORIZABA

0 REFRIGERANTE

FECHA:

No. DIBUJO /3

Obtenemos la presión en el condensador con T= 45°C =218.15°K en tablas 3-280interpolamos los valores de la tablas y:Presión en el condensador = 0.544201 bar.Obtenemos las propiedades del refrigerante a la presión del evaporador.Volumen específico de vapor: vu = 2.69726907 m-Vkg

Entalpia de liquido; ]J/-= 306.6.9 k.J/k£

ErfeApía fo -vapor. Vi» - Sfó.9353 W/'Vg

Entropía de vapor: S¿,= 4.9726.1/kg

Obtenemos las propiedades del refrigerante a la presión del condensador.

Va'.WiTOT. sp'tcUvw'it Uqukky. vf = 6.1771964 s. l (H v.v:\v¿

Entaípía de fíquído : fif = 339.5735 fcjYkg

Entalpia de vapor: hg = 581.1148 kJ/kg

Entropía de vapor:. s,¿= 4,8854 J/kg,

Fl efecto refrigerante : FR = htt (evaporador) - lif (condensador)ER= (565.9353 kJ/kg - 339,5735 kJ/kg) = 226.3618 k.I/k»

Flujo del refrigerante por tonelada = [(211 k.l/min/ton ) / (226.361 S k.!/kg)] =0.932136076 kg/min/ton.

También podemos expresar el flujo en:

Flujo del refrigerante = (0.932136076 kg/min/ton) x (11.6185 ton) --= 10.830023 kg/'min=0.180500383 kg/s = 649.80138 kg/li.ER en toneladas de refrigeración : ER= carga de calor x flujo/12660FR = [(226.3618 kJ/kg x 649.80138 kg/h) /12660 kJ/h/ton)l = 11.6185 ton de reír.Volumen teórico de vapor = Peso del flujo x vg (compresor) =; m-\' min.

- 10,830023 kgímin. x 2.69726907 mVkg = 29.21 J49607 m3/mijj = 0 48685810J mVs

-=• /rg(coriA:risaüfor) - figíevaporadorj - 581.1 ¡48 U,'kg - 565.9353 - i 5. i 795Ui'kgTrabajo de compresión = calor de compresión x peso del flujo.= 15.1795 kJ/kg x 649.80138 kg/h - 9863.660048 k.i/h

Podemos expresarlo en HP :=9863.66048 kJ x 1 kW-h /3600 k.l = 2.7399 kW x 1 HP/0.746 kW = 3.672795 HP

Carga de calor en el condensador = entalpia del condensador a la misma entropía delevaporador - entaipía de liquido condensado a la P del Condensador.

CCC = hd - hr(condensador) = (565.9353 - 339.5735) k.l/kg = 226.3618 kJ/kgCoeficiente de construcción = 1.807424146eficiencia teórica 100%eficiencia real 55.32%

Dimensionamiento de la tubería del sistema de refrigeración:

Datos:Fluido : R-22Ti = 15OC,T2 = 45°C;

Flujo interno: 0.180500383 kg/s = 1.805 xlO-4 nv/sObtenemos el diámetro suponiendo una velocidad de 1.2 m/sPor la ecuación de diseño:d = 1.13 [Flujo/velocidad] 1/2= 1.13 [(1.80500383 xlO-4m3/s)/1.2 m/s] 1/2d =0.1385884 aproxim = 0.5456 pulgadas nominales = en fracción a 35/64

Buscando en tablas de tubería de cobre tipo I-, Norma B-88 (ManualSelmec).Encontramos que nuestro diámetro nominal de 13.85884 mm. se localiza intermediode los diámetros nominales de 13mm (1/2") y 16mm (5/8") . Tomamos el mayor, yobtenemos la velocidad real en está tubería, por medio de un despeje en la formula dedimensionamiento:Vrcal = [(113 (flujo)l/2 /d]2 = 0.897969774 m/s

Analizamos el flujo:Re = dpv/.u

A45°C=(0.016916m x 113.2272182 kg-s2/m4 x 0.897969774 m/s) /3.443513125 xlO-6kg-s/m2= 4.994689439 x 105 » 2320 por lo tanto es un flujo turbulento.A 15°c=(0.016916m x 125.6119558kg-s2/m4 x 0.897969774 m/s)/3.443513125 x10-6kg-s/m2

Obtenemos el tactor de fricción por el diagrama de Moody:e / d = 0.00015 cm /1.9616 cm = 0.000088673A 45°C / = 0.01880 ; a 15°C / = 0.0200

Calculamos las perdidas de carga y la pendiente de presión en 100m.A 45°C AP = 0.005[(/Lpv2) / d] =(m x kg-s2/m4 (m/s)2 /m - kg/m2= 0.005[(0.188 x 100 x 113.2272182 x (0.89796977 )2 /0.016916 = 50.734614 kg/m2= 5.07346 xlO-3 kg/cm2HL ==y'[(Lv2) /2dg] = (m x (m/s)2) /(m x m/s2) = m= 0.0188 [(100 x (0.897969774)2) / (2 x 0.016916 x 9.81)] - 4.567563634 mA 15°CAP = 59.87654716 kg/ni2 = 5.987654716 kg/cm2HL = 4.859110249 m

(Perdidas en 100m , posteriormente podremos hacer correcciones)

Cálculo del intercambiador:

Planteamiento: Dimensionamiento de un intercambiador de casco y tubo, que tiene lafunción de enfriar agua de 45°C a 15°C con un flujo de 401ts/min. I.a diferencia detemperaturas es de 30°C; consideramos esta diferencia igual a la existente entre latemperatura del agua que entra al enfriador y la temperatura de evaporación de R-22.

Datos:Tubería:Material: cobre tipo I. norma B-88DNominal =5/8 ";. DExterior =0.01905m; Dinterior = 0.016916m; SExterior= 0.0598 m2/m

Conductividad térmica del material: A 45°C = 377.14 w/m°KFluido: R-22Flujo interior: 0.180511385 kg/stentrada" 15°C; ts]1R.22 ^ 1S.333T; tsa|¡da =45°CVelocidad de flujo: 0.803143627 m/sJ.I- 0.005647x10-4 kg-s/m2p - 3.59525 kg/m3K=O.I46kJ/sm°c

Analizamos el flujo interior:Re (R-22) ~ dpv /¡.i = adimensional= [ (0.016916 x 3.59525 x 0.803143627)70,005647 x 1(MJ = 8.656934 x 101 »2320ú flujo us tobutevto. z id = ;0 .W»\5CT£\ rt.69\6w¡\) = G.0QM»S673<V •, psw fe tanto z\factor efe fricción f~ 0.035Pr = Cp \JL /K = adimensional

= tU .058 x 0.005647 xlO-4) /0.1461, = 3.657346 xlO-5Fluido: aguaFlujo exterior: 0.666 kg/stcntrada= 45*C; tsa|jda "15''C ninguna de 'las dos temperaturas es critica para e'i agua.Velocidad de flujo: 1.2 m/sH = 0.6160142 x 10-4kg-s/m2p = 990.2 kg/m3

Analizamos el flujo exterior:

Re(agua)= dext. P v fo ~ adimensional=[(0.01905 x 990.2 x 1.2) / 0.6160142 xJ0-3J -3.67458607 x 105 » 2 3 2 0 ;. flujoViíb'c'.OTto; sfd = O.OW.StvT.Í \ .%5Qí,ra - 0.00007%l<WV, E\ fattoí di, ftwatán / = 0.03-7Pr = Cp ja /'K = aa'ímensíonaf

= [( 4.183 x 0.6160142 x 10-4 ) /0.597] = 4.316226798 xl0-4Calculamos los coeficientes de transferencia de calor por medio de la formula de

convección forzada.Nu = fh d / k] -0.116[Rc:/3 -¡25] Prl/3 [l+(d/L)2/3j (jLiliq/MliciWjO. 14

(Nota: para gases el termino ultimo que relaciona las viscosidades , a la temperatura dellíquido y a la temperatura de la pared, se omite).

Nu (R-22) = 0.116[(8.6569391xl04)2/3 -125](3.657343=7. J33J .19802; despajamos el coeficiente de transferencia de calor:

h(R-22) = Nu K /d = [(kJ/m-s°C/m) /m] = kJ/m2-s°C/m= 1(7.133119802 x 1.46x10-4) /0.016916] = 0.061565115 kJ/ra2-s0GinNu(agua) =0.))6[(67458607 x )0^fB -}25]{43¡6226798 x J0-4)J-ttf;+= 4439492366 ; despejamos Vi y queda Vi =[1ÑU K /á'|h(agua) =[(44.39492366 x 5.97 xi CM) /0.01905] =1.39127386 kJ/mVC/m

Calculamos la temperatura media logarítmica:MLDT = [(At2 -Atj) / (2.31og(At2 /Ati))]

Pero para dos Huidos a contracorriente con At. iguales la expresión se reduce pordeducción en: MLDT = [At /2.3log(2)] = °CPor lo tanto para un rango de temperaturas de 30°CMLDT = 30°C / 2.3log 2 = 43.329299689 °C

De la ecuación de Fourier q = UA(Tb -To ) ; sabemos que el coeficiente de películade transferencia de calor para una diferencia de temperaturas dada es igual al recíproco detodas las resistencias térmicas que se presentan en un flujo de calor. U = 1/Rterm tot.

Coeficiente de película interna:D2 = 0.016916m; R2= 0.008458m. KU2 =0.37714 kJ/sm°C/m

\\5W^^

Coeficiente de pe!.cula exterior:D, =0.

U i (agua) = 1 /[(1 /hl )+(Rl ln(R2/Ri )/K i,2)HRl^2h2)] =(m2s°C/m)/kJ=(7(J./0.6J56JJ5J+fí0.009525Jn(0.008458/0.009525;,V0.377J4J+f{0.00952.'5/(0.008458sJ.39J27S986)V I = 0.059051222 w¿s°C/kS^diseño = U\ ^2=0.8440616

Si consideramos el área exterior como el área de transferencia utilizaremos Uj; si porel contrario consideramos el área interior U2.qi = hiAextcriorOVTo ) = (kJ/mVC x m2/m x °C) = kJ/sqi = (16.93445057 x 0.0598 x (45-15) = 30.38040432 kJ/sq2 = li2A¡ntcrior(Ts-To)) = (15.14043511 x 0,03846576 x(45-15) = 17.47165029 kJ/s

43-

La longitud de la tubería es obtenida por la siguiente ecuación de diseño:L = [mfluj0Cp(Tentra -Tsale)/Mh(ts-tb)] = [(kg/s x kJ/kg°C x °C)/(m x kJ/m2s°C) x°C] = mL = [((Q.333"x4.lS3 x.ív45-l5)y^ix0.0l9Q5 x 16.93445057 K ( 4 3 . 3 2 9 4 4 9 -15)1L = 4l.78S}7,'28.71 Í38Í58 = 1.4554 m

Ahora podemos obtener el área de transferencia total:A = j r x d x L = (3.1416 x 0.01905 x 1.4554) = 0.087101818 m2

Método empleado para el cálculo de un Íntercambiador de calor del tipo (1-2) .Unpaso por la coraza y uno ó más pasos por los tubos.

Fluido Caliente: (Lado de la coraza)Ti = 45°C; T2 = 15°C; Cp= 4.183 k.I/kg°C; s= 9.81 m/s2; j.i= 0.6160142x10-4 kg-s/m2; K=

0.597 JC.Í/JTJ-S°C; B - errado entre Jos deflecíores; C - espado entre Jos tubos.

En tabla 11-3 B 3/4" OD tubos 15/16" en arreglo triangular.DI = 12" = 305mm. = O.3O5m; C= 0.0231825m; R = 0.25DI = 0.7625m; PT = do+ C, portanto P T = 0.0428625m.; N 0 - p . p c = 1 paso; Calculamos el área de flujo: As.

A s= [(DI x C x B ) / P T I = [(,m x m xm) I m\ = m2

•% = [(0.305 x O.Ü23X125 x Ü.07625j/0.0-428625m¡ = 0.012920138 mi

Calculamos la masa velocidad = W /As = [(kg/s)/m- "J = "kg/m--s

Gs = (0.6666)/0.012920138 = 51.59903555 kg/m2-s.

Calculamos el diámetro equivalente:

De ~ [(4xPy2 )- (íi(do)2)/4) ]/(7tdo)=[4x área axial de flujo / perímetro mojado]= m.

De= [(4 x (0.0428625)2 -TI(0.0 1 905)2/4]/(TC0.0 1905) = 0.046592017 m.

Para obtener la curva de transferencia de calor (J¡.j) para un haz de tubos endeflectores segmentados a 25% por la figura 28 de D.Q.Kern:

Re - (Dc Gs) /,u = [(0.046592017 x 51.59902555) /0.6160142 x 10-4 ] =390267.4876flujo turbulento. La relación es L/D - (1.45545 /0.046592017) = 31.238184

En la misma figura 28 encontramos que para un diámetro exterior del tubo =0.01905m = 3/4", un paso triangular de 15/16" un diámetro equivalente dc= 0.55" = 0.01397m.Rc= [deGs] l\x. = [('0.1397m x 51.5990355 kg/sm2) /0.6160142 xlO-4 kg-s/m2 = 11708.02462» 2 3 2 0 ; flujo turbulento; El valor de JH es:

K] [(Cpu)/K]-l/3[(u/Mw)-014 = 58) - 0 - ] 4 = 1(0.6J60J42x i0-4,/J. J620.x )(M)-0.14 - 0.9J4984723

44

íocor23 30 NO 3X1 MO 1000

_DeGs

2000 3 iO.OCO 100.000 1500.0001000

S p A r a dt Ilujo > través del naz, i , = 01 X C X B / 1 4 4 P , "s- area de flu¡o a traies del haj pies'TTTMHI velocidad. G. = W/a.. Ib/h Xpie» 5 * espaciado de los deflectores, plj

iDOL= ' s ' , . , , , . „ . . , _ c • calor esoecifico del fluido, Btu/lbX 'F5K>Si0iimtlrarqu!"lBilt. d,-400

300

•.-.iru axiit de (lujoperímetro húmedo

Pasocuadra

60Tí SO

espaciado entre tubos adyacentes, píodiámetro equivalente, piesdiámetro equivalente. OIQ

&!.-• Masa velocidad, Ib/h X pie1

'-- coeficiente de peliculi pan el exterior dtlBtu/h X nie' X •¥

_ =• diámetro interior ¿t la ecraia. pío/- • conductividad térmica, Btu/h X pie* X

paso de tubos, plQpeso del Huido que ¡luye. Ib/hviscosidad a la tematratura calórica.Ib/oie X hViscosidad a la temperatura de la _pareo del tubo, la/pie X ti^ r ^ ^ ^ > i ^ i i s r B f y i T i j ^ pareo del tubo, la/pieX n

" ——•'•'- — • [• ' ' • ' • ••I— — * • - * - 1 ' I —*• I . I I — ! • ' - l - p I H I ' •• v 1 ' • - j * i r ' " T - - ^ 1 •• t •• T I ••**rr^-;'-l-i'-t'-"'-^4--' ' • '—• • •' • "*'•• t ••—• • — i 1—^ ' T~T — ~ ~ í • • • * 1^— , . . . ' . , '^.Zl

-?.,--4——.-(—j—j-r-t-t-j i • ^i-^pT—t-i-<-i:]—i-;i-|-j-|—*--i—i—i—i—M-fi—'"t-í^P'—~"t"~'"•;-<-• r~F"¡~!~' i ' 1—T~"T~i~Tt~'~i~

20 100 2H> 500 !0DO 2CM 36

I0.COO OOPCX) 2 3 1.000.0W

FIG. Curva de transferencia de calor para lado de ia coraza con haz de tubos con deflectores Fegmentados 2 5 %

til

0.5 0.2 0.3 . 0.4 • . 0.5. 10.6 T 0.? 0.8 0.9 1.0S ' ' •

i FIG.

F«sU* dt cwitetlln F r tm MLDT.

1 p iu rn It eoru>, 2 • o i l pn«í m >*» tubot

Factores de corrección. MLDT para intercambiadores 1-2. (Standards of Tubular Exchanger ManufactureAssociation, 2a.-ed.,-New York,:1949)

FtG. \S

^ ! J ^CALENTAMIENTO Y ENFRIAMIENTO

a t = ara de flujo i tnirs de los tubos, pits nudradoiC = altr cspecilia dtl (luido, Btu/lb X °F

e ICOOCOO

100 k -conduct'uidad térmica, Dtu/h X pie* X "F/pit j=s=Ef£yT-.Tprfrri=jcL ~ Longitud de I I trayectoria, pies

Ptio del fluido que fluye, Ib/h

1 4 b 6 1 6 «XJ.OOO 2 1 * $ 6 1 ñ ipOO.OQO?J5 ¿O 4D50E0 W1D0 200 3 4 S 6 1 O 1000

FIG. •. Curva de transferencia de calor lado de tubos. (Adaptada de Sieder y Tate)

FIG.16

47

Pirdldi but di rrtilin per ntomo = (4 abou di nlocl-g

0.001KXOOO 1 > * S C I I.19OC100O

tttotldid, Ib/ti (pit1)

FIG. ' . Pérdida de presión por retomo, lado de tubos

FIG. If

48

Despejamos el coeficiente de transferencia del flujo exterior ó lado coraza:

= 58 x (0.597 / 0.01397) x 0.075573247 x 0.9149S4723 = 2.95501609 kJ/m2s°C/m

=1.712105315 kJ/sm2°C/m.

Por la figura 15 Obtenemos el factor de corrección para la MLDT; paraintercambiadores 1-2 .Obtenemos las relaciones Ry S.

R=[(Ti-t2) /( t2- t i)] = [(45-15)/(45-15)]=lS= [(t2-ti) /(Ti-ti)] = 1 ; sobrepasa la gráfica de la curva en S ; restamos la marca de lacurva y obtenemos el valor: S = 0.425 por tanto F j = 0.90

Obtenemos el coeficiente total limpio Uc = [(hio ho) / (h¡o+ho)]= [(176.5158686 x1.712105815)/(176.5158686+ 1.712105815)]= 16.95632062kJ/m2s°C/m

Calculamos el coeficiente total de diseño:Atoi. = N°." tubos x L x A = 122 x 1.4554m x 0.0598 m2/m = 10.61801624m?

At = FT MLDT - 0.90 x 43.329496898T = 38.99652208 °C

UD = Q / (At A) = 41 .S299996kJ/s /(10.61801624 x 38.99652208) = 0.101022613 sm2°C/m

Ahora calculamos las perdidas de fricción ó la pendiente de presión:Rc

= 3.9026 x 105 ; £/d = 0.000032194 , por el diagrama de Moody e l / 0.0195N0.- de cruces = (N+l) = L/B - 1.4554 / 0.07625 - 19.0S7S86885 aproximamos a 20APS = / GS(N+1) /(DCS (})S) = [(0.019 x 51.5990355 x20) /(0.046592017 x 9,81 x0.914984723)] = 47.00804581 kg/m2 = 4.700804581 x 10-3 kg/cm2 .

Fluido frío (lado tubos):ti = 15°C; t2 = 45°C, tsh= 18,333°C ; wR.22 = 0.1805003S5 kg/s; C P R . 2 2 = 1.058kJ/kg°C; s =1, IIR-22 = 0.005647 x 10-4 kg-s/m2; KR. 22 = 0.146 kJ/s-m-°C; N°- de tubos - 122.Area de flujo por tubo = n x D x L = (n x 0.01905m x 1.4556602192m) = 0.087104S1 1 in2.Area de flujo = [N°-tubos x ArNt ] / nopasos= [122 x 0.08710481 1] / 2 - 5.3 1 3393471m2..Gi = w / At = (0.18050335 kg/s) /5.313393471 m2. = 0.033970824 kg/m2-s.Analizamos el flujo: Rct = [D Gt] / \.i = [(0.01905 x 0.033970824) /0.005647 x 10-4] - 1145.96= 1.14596 x 10 3.L/D = 1.45545m / 0.01905 m = 76.37795276.

Por la figura 24 obtenemos la curva de transferencia de calor del laclo de los tubos.JH = [h¡D /K][(CM. /K)]-1/3[(U/LIÜ1)]-014 = 4.5

El valor de la corrección de <J)t = [((- i /M] ' 0 1 4 = 0.985572961[(Cu/K)]-l/3= 0.03793684

de la relación JH , despejamos h¡ = JH[l</D][(.i/K]-l/3[(t)t] = 0.15051253

hio = [Hi/cJ>tl x [DI/DE]x(l)t = 0.122238066 kJ/sm2°C/m

4£>

Factor de obstrucción : R¿ = [ ( H C - U D ) / (Uc UD)] = 1.058698502(N +1) = L/B = (1.45545 / 0.07625) = 19.05736855 aprox - 20

Calculamos la pendiente de presión en el lado de los tubos:

APt = [(/GtL//,,) /(Dsfo)] = 0.785993123 kg/m? = 0.0000785772303 kg/cm?

Por la figura 17 obtenemos AP r , con Gt y [V'2 /2g] ; en la misma relación encontramos

la relación : APr = [4/; /s][V2 /2g] = 0.089779198 kg/m2

Por lo tanto la pendiente total de presión se define como: A P T = P( + P¡-

APT = 0.785993123 + 0.08977919S = 0.875772303 kg/m2

Ahora podemos calcular la potencia de la bomba sumando las pendientes de presión dela tubería con válvulas y accesorios en las líneas de alimentación a los hornos ; W-09, W-10,W-l 1 + la pendiente del equipo:

AP(w-()y+w-l l+AP) = 0.57228m + 2.5282m + 0.00877723m = 3.10925723m, a estevalor le sumamos la longitud del recorrido quedando:

(3.10925723m + 6.45 m) = 9.55925723m.

Potencia de la bomba = (flujo x densidad x perdidas por fricción) / constante dedimensión.

Potencia = (6.666 x 10-4 m 3 / s x 999.12 kg/m3 x 9.55925723) = 6.366593333 kg-m/s6.366593333 kg-m/s x 9.81 m/s2 = 62.45628059 kgr -m/s x 9.81x10-3 kW/kgr -m/s =0.612696112 kW x lhp/0.746kW = 0.811308461 hp. aprox = Ihp.

Cálculo de un condensador enfriado por aire

El condensador enfriado por aire, tiene la función de condensar el vapor sobrecalentadodel R-22, y retirar el calor absorbido por éste.

El dimensionamiento del condensador, involucra la selección del perfil más óptimo paralas aletas de transferencia y el cálculo del ventilador.

I) Dimensionamos la tubería del condensador:

Flujo interno : R-22 a 45°C = O.18O5OO385 kg/s = 1.80500385 xlO-4 m-VsPara la formula de dimensionamiento suponemos una velocidad de 1.2m/s:

d = [(1.80500385 x 10-4 m3/s)/(1.2 m/s)] 1/2 = 0.01385884 m - 0.5456 pulgadas nominales, loque es igual a : 35/64" Buscamos en las tablas de tubería de cobre tipo L, Norma B-88 yobtenemos el valor del diámetro nominal, diámetro exterior y diámetro interior.

'^"nominal = 13mm nominales; Do x t c r¡o r =15.875mm.; D¡ntc,¡or - 13.843mm.

Diámetro teórico = 13.85884mm5/8" nominal = 16mm nominales; Dcxt. = 19.050mm; Djnícr. - 16.916mm.

Por razones de diseño tomamos la dimensión mayor y calculamos la velocidad delfluido.V= [(1.13(Ql/2)) /d]2 = [(1.13 (1.80500385x10-4 m3/s))/0.016916m]2 = 0.897969774 m/s

2.-) Analizamos los flujos interno y externo:

Analizamos el flujo interno:

Consideramos las propiedades del fluido a la temperatura de 45°C. por lo tanto :wR_22= 1110.75901 kg/nv; pR_22 = w/g = 113.2272182 kg-s2 /m* .uR.22 = 3.4435131125x10-6 kg-s/m2.

ReR-22= [(dpv) /n] = [(0.016916m x 113.2272182 kg-s2/m4 x 0.897969774 m/s)/3.443513125.x 10-6 kg-s/m2 = 4.99 x 105 (flujo turbulento).

Calculamos la rugosidad relativa e/d = (0.00015cm/1.9]fian) =0.000088673; por loque el factor de fricción lo obtenemos por el diagrama de Moody con un valor de/-O.OI95

Calculamos la pendiente de presión y las perdidas de carga por fricción en 100m.AP = 0.005[(/L p v2) /d] = 0.005[(0.0195 x 100 x 113.227282 x (0.897969774)2)/0.0I6916]- 52.623708985 kg/m2 = 0.0052623708985kg/cm2

HL B=/[(Lv2)/(2Dg)]= 0.0195 [(100 x 0.897969774)2 /(2 x 0.016916 x 9.81)] = 4.737634635

m.

Analizamos el flujo externo:

Consideramos el rango de velocidades recomendadas para el aire de: 1.5 a 3.6 m/s.

Consideramos las propiedades del [luido a !0°C; wa¡re= 1.2475 kg/m3; paire=

\v/g=0.127166157 kg-s2/m4; ua i rc -18.013x10-7 kg-s/m?-A Ibar y t = 9.86°C aprox 10°C las propiedades termodinámicas del aire son:I W = 0.515 m3/kg; entalpia = 179.5kJ/kg; entropía - 6.357kJ/kg°C; Cp =I.OO8kJ/kg°C;;j=Ó. J2J.xJO-4 Pa-.% K= 0.0164- W/m°C

ReA-ire = tW p v) íyi] - rL'v<i.Q'.%5 'A O.U7\G6157 x I A) /\S.O\3 xVO-^ - «VU\.53W\7 =•

4.841533917 x103; el coeficiente de rugosidad, s/d =: (0.00015cm/1.905cm) = 0.000088673;por lo que el factor de fricción es : / = 0.040

51

Calculamos la pendiente .de presión y las perdidas de carga por fricción para 100m.APaire = 0.005[(fLp \'2) /d]= [(0.040 x 100 x 0.1.27166157 x (3.6)2) ,'0.01905]=1.73026782kg/m2 = 0.000173026 kg/cm2HL aire =/[(L v2) /(2Dg)]= 0.0173026m

3.-) Calculo de los coeficientes de convección:Flujo interno: con el grupo adimensional : Reynolds. Prandtl, Nusselt, ( Re, Pr, Nu ).PrR-22 = nCp /K= [(3.84735789x10-7)( 1.080)]/ 1.26x10-4 - 3.297735334x10-3

Utilizamos la formula de convección forzada en tuberías:Nu = [dh/K] = 0.116[Rc2/3 -125][IV/3][1 i- (d/L)2/3]

Las condiciones de trabajo deben ser: 2320«Rc « 1 0 6 ; después despejamos elcoeficiente de convección h = (Nu K) /d ; por lo tanto para el flujo interno:

Rc = 499460.2413 = 4.99 x 105 » 2320, sí concuerda con la fórmula.1MU =0.116 [(499460.2413)2/3 -125][(3.297735334 .\10-3)l/3][i + (0.016916/1 )]2/3=108.3357538 ; despejamos hR.22 .hR-22 = [(108.3357538 x 1.26x10-4 ) /0.016916] = 0.80694638 kJ/sm2°C/mFlujo externo:ReÁire = 4841-53391 8; 2320< Re<l06Pr/\ire- [(18.013xl0-7)(1.008)]/1.64 x 10-5=0.110714048Nu=0.1I6[((4841.533918)2/3.i25)(0.U0714048)l/3[l+(0,01905/l)2/3] = 9.618806739haire =(NuK)/d = [(9.618806739)(l.64x10-5)]/ 0.01905 = 8.28x10-3 kJ/sm2°C/m

Calculamos la temperatura media logarítmica:MLDT = [ (At2 -Ati) /(2.3/og (At2 /Ati)]

Fluido caliente fluido fríoT,45°C t29.S60C = 35.14°CT215°C ti39.86°C=-24.86°C

=10.28"CMLDT = [(10.28°C) /(2.3/og (35.14/24.8))]= 29.7375()09°C

De la ees q = U A (Ts - Too ), donde el coeficiente de película de transferencia U esigual al reciproco de las resistencias totales a la transferencia de calor U = 1/ Rtotal

Definimos como los diámetros y los radios correspondientes:¿exterior =Dl =0.0l905m , con un radio R| =0.009525m¿interior = ^2 = 0.016916m, con un radio R2 =0.008458in

Consideramos la conductividad térmica del material del tubo de cobre como Kcobre=2.100 kJ/sm°C a al temperatura de 45°C.

52

Cinti ne t i l lulimrtidi il tubs

Cimparu toldadall tubs

—r

( i) AWlai htliroidatei (b) Aletii tipo ditco,

FIG. / 8 " / Aletas transversales

Campan»

. Rtuqi* piti anilleolknlt

(c) Aleta! tipo discode Kmrccciín

(b) AlíU tipo ettrtlla

Fie. 18-2. Aletas discontinuas

FIG.

1=0

FIG. i9rJ. Derivación de la eficiencia de la aleta longitudinal

Derivación de la eficiencia de una aleta transversal

FÍG. (9

£ 4

Obtenemos los coeficientes de película para los fluidos interno y externo por lassiguientes ees.

/í( 1/8,2810-3) i ((0.009525//¡(0,008458/0.009525))/! 1) 1 í/0.009525>70.008458 x

S. 1365867814 x ÍCM sm^C/'m

= 1' rL(C0.008458y(0.009525K8.28xl0-3)) 1 (C0.008458//7Í.0.008458/0.009525V0.37714),

+ (h1).SU69463S)i = h'W8A8(Ml62kllsm2°am ---• 9.218253723x10-1 stn2oam SU

Obtenemos la superficie de transferencia de calor y la longitud de la tubería paraevaluar la transferencia de calor:I- = [('» Cp(tentra -tsale))/(^h(ts -tb))] =: [((0.180500385x1.080x 30) //TT.XO.0J69J CVÍO. 80694638 x{29.73750099 -]5)J = 9.253522)46 m.^transí. = T I ^ L ~{l.\4\6 'A0.0\%5 «A9.153522'.46 ^ -0.552.19*6% m?-

Fl área de transferencia necesaria es :Atransferencia = Q /(h x At) = 41.8299996 kJ/s /(0.80694638kJ/sm2°C/m x30°C) = 1.727913223m2

Requerimos aumentar considerablemente el área de transferencia con el fin de disiparel calor, pero mayor área significa mayor cantidad de material, y consecuentemente un costomayor, las superficies extendidas nos facilitan una solución:

Dimensionamiento de la aleta:

De tablas de diseño de tubos circulares con aletas circulares encontramos que existentuberías aletadas de 5/8" y 3/4" de diámetro exterior del tubo Aproximando el diámetro deltubo diseñado tenemos:

í ext. de diseño = 0.01905 m = 3/4"; el diámetro existente es de Dtub aletada = 0.0196597mDe las mismas tablas obtenemos las siguientes dimensiones:Distancia entre centros = 1.557" = 0.395478 mDiámetro de la aleta = 1.463" = 0.0371602 mDiámetro del tubo = 0.774" = 0.0196596 mSeparación entre hileras de tubos = 1.75" = 0.0445 mDistancia entre aleta y aleta = 0.1105" = 2.8067 x 10-3 mEspesor de la aleta = 0.012" = 3.048 x 10-4 m

Por la figura 16.13 tenemos las siguientes relaciones para obtener la eficiencia de laaleta, para un espesor constante, y para un flujo de calor constante:

Db = 0.01905m ; rb - 0.009525mDc =0.371602 m ; re = 0.018580m

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Fio. 2 O Eficiencias de aletas. Cuando no hay factor de obstrucción re-emplace h'r por h{. (Gardner, Transactions of the ASME)

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La relación rc/rb, nos aproxima a una curva de diseño:re/rb = (0.0185S01 /0.009525) = 1.950666667; aproximadamente = 2De la misma manera en la figura 16.13 observamos "que 1/2 del espesor de la aleta = yb, que ennuestro caso resulta ser:

yb =0.012" = 3.048 x 10-hn

La siguiente relación nos proporcionará la eficiencia de la aleta:/2 = (0.01S5801-0.009525)[(O.S0694638/(.37714 x 3.048x10-4)

En la gráfica de eficiencia de una aleta de espesor constante Q. - 0.S25 = 82.5%

En la gráfica de eficiencia de una aleta con flujo constante de calor Q = 0.780 = 78%

En la figura 20.

En la tabla 16 Superficies geométricas con flujo normal en balanceo de tubos conaletas: se mencionan tres clasificaciones.

(a) tubos circulares con aletas circulares

(b) tubos circulares con aletas continuas

(c) banco de tubos con aletas continuas

De lo anterior obtenemos para (a) CF 9.05- 3/4 J (a) Ver tabla 16 en anexo.Arreglo de tubos escalonados:" O 1

Diámetro del tubo 0.774", Diámetro exterior con aleta 1.463", Espacio transversal1.557, Espacio longitudinal 1.75", Aletas por pulgada 9.05/pulg, Diámetro hidráulico 4r¡,0.202", espesor de la aleta 0.012" flujo libre/ área frontal 0.455" área de transferencia se calor/volumen total = 108ft2/ft3, área de la aleta/área total 0.835. Figura 21.

. Calculo de la pendiente de presión:

Obtenemos el diámetro equivalente.Dfin = 0.0371602m ; Afin = 0.01084m2; Dout =0.019659óm; A0llI =0.00013034m

Perímetro de una aleta = (re-rb )x 4 + yb = (0.01858801-0.009525)in x 2 +3.038x10-4 m =

0.0211582m/l aletaDc = [(2x (Afin +AOut) /(Tcxperimetro proyectado)] = [2x(0.0371602 + 0.01084) /(3.1416 x

0.0211582m)] = 0.3353181 m.Longitud del tubo = 9.253522146m.

Perímetro del tubo aleteado = 0.0211582m/aleta x 355.9666 aletas/m x 9.253522146in=69.6939432m+0.5537986S6m = 70.24774mAs = [(//tubos x Adiscño) V m J = 1.7279132m2 /6 = 0.287985533m2

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2(área de la aleta ~- área del tubo liso) 1^ e = . i

-(perímetro proyectado)

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m FIG.22 Transferencia de. calor y caída de presión en aletas transversa-§ . [(a.) Jameson (b) Gunter and Shazu, Transactions

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of the ASME)]

Gs = \v/As = [(3.987350543 x 1.247499441) kg/s / 0.2S7985533ro2 - 17.27245642 kg/sm?

Re = (DeGs) /M [(0.3353181x17.272456438) /18.Q13x 10-7] - 3.215626302x10&

Re-V = De-V Gs ,u donde De-V= [(4x Volumen libre neto)/(supcrficie friccional)]

Volumen libre neto = [vol. entre lineas de centro - 1/2 vol. de tubos y aletas]Atriangular = [(BxH)/2]=- [(0.0395478m x 0.0445m)/2]= 8.7993855x10-4 m2

Volumen entre centros = A,r!an»sL. = 8 .7993855XJ(MID2)(9 .253522J46JJÍ / 1 - 8. J4253086.x 10-

Area de ía afefa/'área totaf =: Ü.835; Atot - Af,n9.055917183x10-4 m21/2 del volumen de tubos y aletas =[9.055917183xKH x 9.253522146m]/2 = 4.18995651x10-

Volumen libre neto - 8.14253086x10-3 - 4.18995651x10-3 = 3.95257435xI0-3m3De-v

=: [(4x3.95257435x10-3m3) /(0.01097034)in2 -1.441185724 mRev = [(1.441185724m x l7.27245643kg/sm2)/18.013xl0-7kg-s/m2] = 13.81936247x106

Por la figura 16.18 tomamos la curva a) ó b) y evaluamos:JH

:=htOc/K[(Cp,u)/K]l/3

Con Rc y Ja cur\>a <a) Jameson J,v = 6 0 0 ; / - 0.0.1 S, rao J\e- y JJJ curva (h) Gunirr ¡md sha\vJ}-}=

Fvalliamos la pendiente de presión:

AP = [(/GS2 L) /(De x s x <1)S)][(DC/ST)]0-4[SL/ST]0-6

APjameson = [(0.018 x (17.27245642kg/sm2)2(9.25352214iti))/(0.3353181in x 1 x0.992500987)][(0.3353181 m/0.0445m)]0.4[(0.0395478m/0.0445m)]0.& = 312.029765 kg/m^= 0.031202976 kg/cm2

APGunter/shaw = [(0.078 x (17.27245642kg/sm2)2(9.25352214m))/( 1.44M 85724m x 1 x0.992500987)][( 1.441185724m /0.0445)]0.4[(0.0395478m/0.0445m)]0.6 - 563.7159609kg/m2 - 0.056371596 kg/cm2

Cálculo del ventilador:

Requerimientos de Aire:

Según el manual de ASHRAE; los requerimientos previos a la selección de!ventilador deben ser:

Gasto de aire por tonelada de refrigeración:600 a 1200 ft3 /min/ton ó 80 a 160 Its/s /kWI,a temperatura del aire de enfriamiento:15 a 40 °F ó 8.3 a 22.2 "C

El consumo de potencia :0.1 a 0.2 hp/ton ó 21 a 42 W/kW

Rango de velocidades para los ventiladores de propela:850 a 1750 rpm ó 14.2 a 29.2 r/s

Sabemos que un ventilador de enfriamiento debe tener un gasto de aire en la razón de1000ft3/min /ton ó 30ITP /min/ton.30irp/min/ton x 11.869Ston x lmin/60seg = 5.9349 m-VsPotencia = gasto x caída de presión = (5.9349 nv/s x 1.2475 kg/ni3 x 5.6371596 m)=41.73633319 kg m/s x 9.81 = (409.4334286 kgf-m/s /W)/ 746 W/hp x 0.65 = 0.84436732 hpcomo son dos ventiladores: 1.68873469 hp.Gasto del aire por tonelada de refrigeración:

Gasto de aire = velocidad x área = 3.6 m/s x 1.727913223 m? - 6.220487603 ITV/S =6220.487603 Its/'s /41.8699996 kW - 148.5844547 Its/s/kW.

Temperatura del aire de enfriamiento :9.86°C según el SNM estación 1NÍN

Consumo de potencia:1.68873469 hp /11.8698 ton - 0.1422715371259.796079 W /41.8699996 kW = 30.0882754 W/kW

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ENFRIADOR MODELO FMIAS-12riG.25

CAPITULO 5INSTRUMENTACIÓN DEL EQ1 UPO

F.l control de sistemas y equipo, generalmente incluye el control ele más de unparámetro como es el caso de controles para la presión, temperatura, flujo, nivel, etc. Comoobservaremos en este capitulo, los parámetros de referencia utilizados deben de mantenerseconstantes para darle estabilidad al sistema, definir su capacidad y sus dimensiones, ennuestro caso los consoladores del equipo que produce el enfriamiento viene implementadopor el fabricante, según podemos constatar en la cotización del equipo anexada en el capituloanterior.

Controles para enfriadores de líquidos: Los sensores de temperatura de los enfriadores delíquidos, sensan la presión en el aire cuando se trata de sistemas de control neumático, ósensan una señal eléctrica del circuito de control en el caso de un sistema de control basadoen señales eléctricas ó electrónicas, modulando la capacidad del compresor en respuesta auna variación en la temperatura de entrada y salida del liquido enfriador, ó un cambio en lacarga térmica.

1.a capacidad de ajuste del compresor es de acuerdo al tipo de compresor utilizado yde liquido enfriador, (R-22, en nuestro caso).

Una consideración importante es el medio de controlar la condensación de! enfriador,para una regulación de la pendiente de presión, el método más común es el uso de una torrede enfriamiento para enfriar el condensador con agua, está solución viene acompañada de unciclo de ventiladores, dampers y by-pass para acarrear el agua a la torre.

Controles de seguridad:

Una lista breve de "paros": por los cuales el compresor de nuestro paquete enfriadorde liquido dejara de funcionar volviendo a trabajar automáticamente ó de forma manualoprimiendo el botón de "Reset", es la siguiente:

1.- Alta presión en el condensador: Tiene un interruptor de presión, el CUÍ*' <•• "c sila presión de descarga del compresor rebasa el valor prescrito en el ANS1/ASHR. ' ......mía15-78 "Código de seguridad para maquinas de refrigeración".

2.- Baja presión del refrigerante (ó temperatura) : es un medidor que abre el circuitocuando la presión (ó temperatura), del evaporador rebasa un limite mínimo de segundad.

3.- Alta temperatura del lubricante: este medidor protege al compresor en caso decongelación del lubricante ó cuando ocurre un exceso de generación del calor.

4.- Alta temperatura en el motor

Normas de seguridad:

En 1956 la compañía Dupont ideó y registró un método para designar a losrefrigerantes, por medio de números. La Sociedad Americana de Ingenieros en Calefacción,Refrigeración y Aire acondicionado (ASHRAE) adoptó el método en 1960.

El refrigerante es el medio que lleva el calor del interior hacia el exterior del sistema.Cualquier líquido que pueda ser evaporado y volverse a licuar puede ser usado comorefrigerante. El calor desprendido en el condensador es igual a la energía absorbida en elevaporador más la entropía, la energía aplicada por el compresor. Por medio de lainterpretación del ciclo de un diagrama presión entalpia , podemos determinar que el calor, esuna forma de energía que no se crea ni se destruye en un ciclo del sistema de refrigeración. 1:1compresor bombea el fluido de trabajo para recoger el calor de un lugar y depositarlo en olio.Los refrigerantes de Flourocarbón, tales como el R-12, R-22, y el R.-500 son fluidos volátilesque pueden evaporarse con facilidad. Debido a que hierven a temperaturas bajas cuando se lesexpone a la atmósfera, se deben utilizar medios de seguridad apropiados cuando se trabaja conrefrigerantes.

Los refrigerantes líquidos pueden congelar el globo del ojo. ó la piel de un ser humanoy producir graves quemaduras. Hay que usar siempre ropa y dispositivos de seguridadapropiados.

Normalmente los refrigerantes no pueden mezclarse entre sí , pero hay excepciones.Las mezclas aezotropicas , son refrigerantes que tienen los mismos puntos de ebulliciónmáximo y mínimo. Sin embargo ¡os refrigerantes con las mismas características sonintercambiables.

Las normas AR1 550-77 y 590-76 proveen de una guía para los rangos aceptables delas maquinas enfriadoras de líquidos, sean centrifugas ó reciprocantes.

El diseño y construcción de envases a presión para refrigerantes esta regido por lasnormas ASME "códigos para calentadores y envases a presión" sección VIH ; ceepto cuandola presión de trabajo del diseño es de 15 Psig, (ó 103kPa.), esto es usual en el caso de elmanejo del R-ll y R-l 13, en maquinas enfriadoras de líquidos. Cuando el agua de uncondensador ó enfriador contiene más de 120 gal., 0.45nv en un solo compartimento, lasnormas ASME rigen está construcción.

Las normas ANS1/ASHRAE 15-78 códigos de seguridad para enfriamiento mecánico,se aplica a todos los enfriadores de liquido, tos métodos para instrumentar las unidades sondescritos por ANSI norma SI.2 y ASHRAE norma 36-72.

Los métodos de clasificado por las normas, ASHRAE 30-77 y Allí 550-77.

Mantenimiento general:

Monitoreo continuo: tratamiento de agua del condensador, solo específicamente encondensadores enfriados con agua.

Revisiones periódicas:Checar fugas ó goteo.Sistema seco.Nivel de aceite lubricante.Caída de presión en el filtro de! lubricante.Cantidad de refrigerante, ó nivel.Presión y temperaturas del sistema.Flujo del agua.Operación de las válvulas de expansión.Cédula de mantenimiento regular:Condensador y lubricante del enfriador, limpiosCalibración de presión, temperaturas y flujo de control.Conexiones de energíainspección de actuadores y contactos de accionamiento.revisión dieléctrica del motor herméticamente cerrado y abierto).Cambio de filtros y secadores de humedad.Análisis del aceite y del refrigerante.Inspecciones adicionales recomendadas por el manual del equipo.

Control del flujo del agua:

Selección y dimensionamiento: El flujo del agua en los intercambiadores de calor puedeser controlada por una combinación de los siguientes modos de control, dependiendo avecesde su aplicación.

1.- Variación del flujo del agua (válvula de control ó volumen variable de la bomba)

2.- Variación del flujo de las condiciones del medio (tase by-pass damper control.)

3.- Variación de la temperatura del agua ( bomba en la línea, ó bombas primaria- secundaria y

válvula de control.

Las válvulas usadas en el servicio con agua deben ser de dos ó tres vías y áosposiciones.

67

Control del equipo de flujo v nivel:

I.os circuitos de control se diseñan muy pocas veces como una unidad completa. Fnlugar de esto se desarrollan en etapas sucesivas.

Hay dos tipos básicos de circuitos de control: Los de tres hilos y los de dos hilos estasdesignaciones derivan del hecho de que a la bobina de control llegan de tres hilos en el primercaso y de dos hilos en el segundo.

Un circuito de control de tres hilos, requiere un dispositivo piloto primario, del tipo de"contacto momentáneo" como es el caso de un pulsador de contacto momentáneo.

l.os dispositivos de contacto permanente ó mantenido tales como los interruptores delimite y ios interruptores de flotación, se pueden utilizar en varias partes del circuito paracompletara los dispositivos de mando primario de arranque y parada. Fste tipo de control secaracteriza por el uso de un contacto ausiliar en el contacto para mantener cerrado el circuitode la bobina durante el tiempo en que está en marcha ó en funcionamiento normal. (Fig 6-1pag 123 cap. 6 de R.L.McIntyer; control de motores eléctricos).

F.n el circuito de control con dos hilos, el dispositivo primario de mando ó pilotoprimario, debe de ser de contacto mantenido, como un sencillo interruptor unipolar ó una cajaó panel de botones pulsadores de contacto mantenido, ó cualquier tipo de componente decontrol que cierre un juego de contactos y los mantenga en está posición durante todo eltiempo que el motor esté funcionando. I.a apertura de este contacto ó contactos causa el parodel motor al dejar sin corriente a la bobina del arrancador.

Todos los circuitos de control, independientemente de su complejidad, son simplesvariaciones y ampliaciones de los dos tipos básicos.

1.- F.1 método más sencillo para desarrollar un circuito de control es comenzar por labobina del contactor y los dispositivos contra la sobrecarga.

2.- Se añade el dispositivo ó piloto primario para arranque y parada del motor, que enun circuito de tres hilos consiste generalmente en pulsadores de arranque y parada utilizadosconjuntamente con el contacto auxiliar del contactor.

3.- A esté circuito se añaden sucesivamente todos los pulsadores que han de serutilizados para realizar las funciones adicionales de control hasta que quede desarrollado elcircuito final.

4.- Cuando se trata de un circuito de control de tres hilos hay que tener presente quetodos los dispositivos destinados a realizar las funciones de parada, deben ser dispositivosnormalmente cerrados y estarán conectados en serie con el pulsador primario de parada.

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Proyecto de circuito ti." 1. Control automático para bombade ai'ua.

INSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABA

TITULO: COfi/T/ZO¿ ¿>£¿A BúM0/i

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5.- Todos los dispositivos que han de realizar la Junción de arranque deben de serconectados normalmente abiertos y estarán conectados en paralelo con el pulsador primario dearranque.

6.- Algunas veces un circuito requiere que dos ó más contactos normalmente abiertosse cierren antes de proceder a la puesta en marcha de un motor. Estos contactos que igualpueden pertenecer a relés, como a pulsadores ó a otros elementos de control deben estarconectados en serie, y el conjunto en paralelo con el dispositivo primario de arranque.

7.- Sí por el contrario varios contactos deben estar abiertos antes de realizar la funciónde parada, estos contactos normalmente cerrados se conectan entre sí en paralelo y elconjunto en serie con el dispositivo primario para producir el paro.

8.- En una secuencia definida de actuación de diversos componentes de control, habráque añadirlos sucesivamente al circuito de control, en el mismo orden que se tiene su secuenciade funcionamiento. Después hay que comprobar que el funcionamiento del circuito sea elcorrecto, comprobar que no se ha impedido el funcionamiento de algún componente de controlya existente.

Visión: El circuito está destinado a una bomba impulsora de agua, para la circulacióndel líquido desde un deposito de almacenamiento hasta los hornos de sintetizado, pasandopor una tubería de alimentación a el equipo de enfriamiento, los hornos, y una tubería deretorno al deposito cerrando el recorrido.

El circuito necesita que: I.-) la bomba funcione hasta que el deposito esté lleno,utilizaremos un interruptor de flotador Fsi esté interruptor abrirá los contactos produciendo elparo de la bomba. 2.-) El arranque y paro debe ser automático, utilizaremos un interruptor deflotador F.S2 en el nivel inferior. Estos contactos deben estar conectados en paralelo con elpulsador original de arranque. 3.-) necesitamos evitar que la bomba arranque en vacío, por loque ocuparemos un Fs3 para controlar un nivel mínimo, debe tener los contactos normalmentecerrados para que se ihran siempre que el nivel baje al mínimo, además está conectado con losdemás componentes de. parada.

Ver figura 26.Control del equipo de enfriamiento de liquido

Los modernos sistemas de enfriamiento, operan de manera automática. Con el objetode asegurar el funcionamiento continuo se han ideado controles automáticos del flujorefrigerante, estos dispositivos se colocan en el circuito entre la línea de liquido y elevaporador y constituyen uno de los puntos divisorios entre los lados de alta y baja presión delsistema. El control reduce la alta presión en la línea de liquido y la convierte en baja presión enel evaporador. El refrigerante y el evaporador debe estar a una presión baja para evapoiarsecon una temperatura baja. La baja presión en el refrigerante permite a este entrar

70

TIPO GLOBO DISEÑO DE PUNTA DE TORNILLO TIPO ÁNGULO

CONEXIONES DE ENTRADA SOLDADA CONEXIONES DE CUELLO DE SOLDAOUfiACONEXIONES DE ROSCA HEMBRA EN EL TUBO

Fí jaira 2 7 Válvulas de expansión manuales. (Hnmj Va I re Co.)

71

en evaporación y comenzar el ciclo de refrigeración. Los dispositivos más comunes de controlde refrigerante son:a.- Válvula de expansión ( manual)b.- Restrictoresc - Tubos capilaresd.- Válvulas automáticas de expansióne.- Válvulas temostáticas de expansión

De los anteriores para nuestro equipo desechamos las válvulas de expansión manualespor varias razones, la principal es la automatización del sistema, y además porque su uso eslimitado a cargas constantes, se necesitaría un operador para realizar manualmente los cambiosy ajustes, no es económica, un tubo capilar cuesta menos y realizaría la misma función entrabajos pequeños , y en trabajos mayores un dispositivo automático compensaría totalmente ladiferencia en el costo. Figura 27.

Un restrictor está diseñado para proporcionar la caída de presión deseada entre el ladode alta y baja presión del sistema; este tipo de dispositivo tiene tres ventajas, ocupa pocoespacio, no es costoso, las presiones se igualan durante el ciclo que no operan, lo que evita quese sobrecargue el motor durante el arranque, su principal desventaja es que se requiere unacarga critica del refrigerante por tanto como la unidad se carga con la máxima carga derefrigerante en condiciones de carga pico, en condiciones de carga minima (en un día fresco) elliquido dejaría el evaporador y dañaría el compresor.

El tubo capilar es el dispositivo de control empleado más comúnmente en losrefrigeradores domésticos, unidades de pares y en las unidades tipo paquete hasta de 20 ton decapacidad, su principal ventaja es su bajo costo, la principal desventaja de una unidad con tubocapilar, debe tener una carga apropiada de refrigerante para un día templado, por lo tanto enun día caluroso la unidad queda un poco escasa de refrigerante a causa de la carga critica, si sepone una carga adicional de refrigerante en un día templado, no-todo el refrigerante entra enebullición en el evaporador, por lo cual el liquido perjudicaría al compresor, esto puedeoriginar que el compresor se arruine por completo.

Válvula automática de expansión : Llamada también válvula de presión constante,ofrece distintas ventajas sobre los tubos capilares, su funcionamiento es el siguiente: Cuandodisminuye la presión en el lado de baja, la válvula se abre y el refrigerante Huye, al evaporarseen condiciones de baja presión absorbe calor. La válvula mantiene una presión constante desucción. Sí la presión aumenta por arriba de la presión combinada, atmosférica y del resorte, laválvula se cierra. Consecuentemente un resorte ajustable y la presión atmosférica aplican lafuerza que abre la válvula en un lado del diafragma y la presión de succión ó fuerza de cierre seaplican del lado opuesto del diafragma.

La característica de presión constante evita que las elevadas presiones de succiónsobrecarguen e! motor del .compresor. El sistema también puede estar diseñado de manera quela válvula se cierre cuando la temperatura del refrigerante en el evaporador exceda latemperatura de diseño deseada.

CAJA DELDIAFRAGMA :^W&$tt*ffl

TUBQCAfiLAn

VARILLASDE EMPUJE

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Figura 2&-\ Vista en corte de la válvula termostálica deexpansión. (Sporlan Valve Co.)

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Termostatos. (MU\ncapolls~IÍQnctjwcll Regulator Co.)

F/G. 2 8-2

74

La válvula termostática de expansión es una válvula de expansión controlada portemperatura, estas válvulas son dispositivos precisos que miden y controlan el flujo delrefrigerante que va al evaporador, de manera exacta y en la proporción que requiere lavelocidad de evaporación. En otras palabras se adecúan automáticamente a las variaciones decarga y mantienen una eficiencia máxima en todo tiempo. Ver figura 28.

La válvula termostática de expansión: Básicamente existen cuatro tipos de válvulastemostáticas de expansión, que son:

1.- válvula igualada internamente; 2.- válvula igualada externamente; 3 - válvula debalanceo rápido de la presión; válvula termo-eléctrica también puede llamarse válvula desobrecalentamiento, ya que está ajustada para controlar el vapor del refrigerante que sale delevaporador con un sobrecalentamiento constante, ( el sobrecalentamiento, es la diferencia detemperaturas entre el vapor que sale del evaporador y la temperatura del refrigerante liquidoque hierve dentro del mismo.

Lo ideal sería mantener el evaporador tan lleno de liquido como fuera posible, sinpermitir que entrara liquido a la línea de succión y pasara al compresor, pero la verdad es quela válvula debe de comenzar a cerrarse antes de que el liquido llegue al bulbo del mecanismo dela válvula, por lo que hay que considerar un factor de seguridad para mantener unsobrecalentamiento de 5.55°C.

Válvula termo-eléctrica: Un nuevo concepto en el control de refrigerantes es la válvulade expansión termo-eléctrica, estas válvulas pueden controlar al evaporador hasta unsobrecalentamiento de 0o. Trabajan a 24Volts y ofrecen un control modulador. El controlmodulador se refiere a la capacidad de adoptar numerosas posiciones, desde una posición deuna válvula completamente cerrada, hasta una completamente abierta, lo cual depende delvoltaje aplicado (0 a 24 volt.":). Figura 29.

Se puede apreciar la versatilidad de este tipo de válvulas examinando el circuitoeléctrico de la figura 5-11 cap 5 pag 70; de Heating, Ventilating, and Air conditioningfundamentales by R.A. Havrella McGraw-Hill.

Un transformador reductor, 110/24V es el primer requisito (4.13W), la válvula noofrece ningún problema.

Un reóstato (resistencia variable semejante a un control, de volumen de radio) ofreceun control remoto de sobrecalentamiento. Sí aumenta la resistencia el voltaje disminuirá ycerrará la válvula aunque el termistor esté pidiendo control de sobrecalentamiento a 0o.

El termistor es un sensor de temperatura, que disminuye su resistencia cuando existe unaumento de la temperatura, de manera inversa aumenta su resistencia cuando disminuye latemperatura. Este censor se localiza en el bulbo del mecanismo del control de la válvuhtermostática normal de expansión.

75

F¡Kura29-l Válvula termosMtica do expansión conigualador externo [Sin¡/cr Control» IHv.)

F¡Kiira29- ¿- Válvula Icrmo-clíclrica. [Singer ControlsDir.)

FIG.29 100

Se puede usar un control de presión para limitar la presión del evapo.ador yproporcionar un rápido descenso ó evitar una succión excesiva que pudiera sobrecargar elmotor del compresor.

Método de selección de las válvulas de expansión:

Hay que remitirse a las tablas del fabricante de válvulas para seleccionar una válvulatermostática de expansión ya que las medidas del cuerpo de la válvula no son standard. Alhacer la selección es necesario recordar los cinco pasos siguientes:

1.- Determine la caída de presión del sistema, que es la diferencia de presiones entre ellado de alta y el lado de baja.

2.- Reste las perdidas por fricción de otros componentes del sistema, (tales como lalínea de liquido, el desliidratador, el evaporador y el condensador) del numero anterior paraencontrar la caída real a través de la válvula termostática de expansión.

3.- Seleccione una válvula para la temperatura de diseño del evaporador, y la caída depresión disponible a través de la válvula.

4.- Escoja el tipo de cuerpo de la válvula de acuerdo con el tipo de conexiones que sedesean .

5.- Seleccione la carga de la válvula de expansión, la información de cada tabla consisteen un a letra y un número que proporcionan una identificación completa del cuerpo de laválvula.

Relaciones presión temperatura:

Las relaciones presión - temperatura como se muestran en la tabla 6-2, tver anexo Iambién son manejadas como presiones de vapor saturado. En otras palabras se refierensimplemente a la temperatura de evaporación del líquido en una cierta presión confinada . Parafines prácticos es posible aprender cómo reconocer el tipo de refrigerante usado en el sistema ys éste está completamente cargado ó solo parcialmente. Para hacerlo, el sistema debe conteneralgo de líquido.

No se puede determinar la cantidad de líquido contenido en el sistema leyendo lapresión manométrica del mismo, debido a que en la medida que se le transmite calor al sistema,el líquido se evapora hasta que la presión de vapor del sistema alcanza la presión de vaporsaturado. Por lo tanto, si todo el líquido se ha convertido en vapor antes de que la presión devapor alcance la temperatura de evaporación del liquido, la presión manométrica dejará desubir.

77

Con la ayuda de una carta ó tabla de presión -temperatura., puede determinarse confacilidad si un sistema contiene una pequeña cantidad de vapor ó si el sistema ha perdido su

El mecanismo accionador de una válvula tennostátiea de expansión indica el tipo derefrigerante. Si se conoce el tipo de refrigerante que requiere el sistema es necesario compararla presión -temperatura ambiente con la presión manométrica del sistema. Entonces, puededeterminarse rápidamente si el sistema perdió toda la carga, ó solamente contiene una pequeñacantidad de vapor. El tapón verde en el mecanismo regulador significa que el sistema requiereR-22.

En la tabla 5-1 ver anexo 1 se muestran las temperaturas de presión crítica de diversosrefrigerantes. La temperatura crítica es la temperatura más elevada a la que puede existir unrefrigerante en forma líquida. La presión critica es la presión de vapor a la temperatura crítica.Las temperaturas normales de trabajo son inferiores a 11^UF ó 46. PC por lo tanto al revisar latabla 5-1 y comparar la relación presión temperatura del R-22 a 46. PC en la tabla 5-2 sepuede ver que nunca debe acercarse a la s propiedades críticas de! refrigerante, mientras maslejos se trabaje de la presión crítica el refrigerante, mejor. Por el contrario, mientras más seaproxima la presión a la del punto critico, queda menos líquido que se evapore e en elevaporador.

La presión crítica que aparece en la tabla 5-1 está expresada en libras por pulgadacuadrada absolutas (psia). Esto significa que deben aumentarse 14.7 psia a la presiónmanométrica.

Por eso si tuviéramos un condensador enfriado por aire y 115°F de temperatura decondensación con un sistema de R-22, podríamos revisar la tabla 5-2 y llegar a una lecturamanométrica de 242.8 psig. Más aún sumando 242.8 -i- 14.7 llegaríamos a una presiónabsoluta de 257.5 psia, la que es muy inferior a la presión critica de 772 psia del R-22 queaparece en la tabla 5-1 y tabla 17.

Seguridad personal :

Cuando se trabaja en una unidad de refrigeración debe de tenerse muy en cuanta laseguridad y actuar en forma segura. En caso contrario pueden producirse graves accidentespersonales. Es necesario usar siempre la ropa, zapatos y anteojos de seguridad apropiados,especialmente cuando se carga ó descarga una unidad. Si se desconecta una línea que contengalíquido refrigerante, podría caer en los ojos un líquido que hierve a -4PF (el punto deebullición del R-22 a la presión atmosférica) y congelar el globo del ojo . Si cae sobre la piel laevaporación puede producir congelamiento, incluso los buenos refrigerantes con alto punto deebullición son buenos solventes que. extraen el aceite de la piel y la dejan seca ó cuarteada.

La quemadura por congelamiento es un problema serio. Si el liquido refrigerante le caeen la piel, haga lo siguiente:

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Se puede usar un control de presión para limitar la presión del evaporador yproporcionar un rápido descenso ó evitar una succión excesiva que pudiera sobrecargar elmotor del compresor.

Método de selección de las válvulas de expansión:

Hay que remitirse a las tablas del fabricante de válvulas para seleccionar una válvulatermostática de expansión ya que las medidas del cuerpo de la válvula no son standard. Alhacer la selección es necesario recordar los cinco pasos siguientes:

1.- Determine la caida de presión del sistema, que es la diferencia de presiones entre ellado de alta y el lado de baja.

2.~ Reste las perdidas por fricción de otros componentes del sistema, (tales como lalinea de liquido, el deshidratador, el evaporador y el condensador) del numero anterior paraencontrar la caida real a través de la válvula termostática de expansión.

3.- Seleccione una'válvula para la temperatura de diseño del evaporador, y la caída depresión disponible a través de la válvula.

4.- Escoja el tipo de cuerpo de la válvula de acuerdo con el tipo de conexiones que sedesean .

5.- Seleccione la carga de la válvula de expansión, la información de cada tabla consisteen un a letra y un número que proporcionan una identificación completa del cuerpo de laválvula.

Relaciones presión temperatura:

Las relaciones presión - temperatura como se muestran en la tabla 6-2, también sonmanejadas como presiones de vapor saturado. En otras palabras se refieren simplemente a latemperatura de evaporación del líquido en una cierta presión confinada . Para fines prácticos esposible aprender cómo reconocer el tipo de refrigerante usado en el sistema y s éste estácompletamente cargado ó solo parcialmente. Para hacerlo, el sistema debe contener algo delíquido.

No se puede determinar la cantidad de líquido contenido en el sistema leyendo lapresión manoniétrica del mismo, debido a que en la medida que se le transmite calor al sistema,el líquido se evapora hasta que la presión de vapor del sistema alcanza la presión de vaporsaturado. Por lo tanto, si todo el liquido se ha convertido en vapor antes de que la presión devapor alcance la temperatura de evaporación del líquido, la presión manométrica dejará desubir.

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Con la ayuda de una carta ó tabla de presión -temperatura, puede determinarse con facilidad siun sistema contiene una pequeña cantidad de vapor ó si el sistema ha perdido su carga.

El mecanismo accionador de una válvula termostática de expansión indica el tipo derefrigerante. Si se conoce el tipo de refrigerante que requiere el sistema es necesario compararla presión -temperatura ambiente con la presión manométrica del sistema. Entonces, puededeterminarse rápidamente si el sistema perdió toda la carga, ó solamente contiene una pequeñacantidad de vapor. El tapón verde en el mecanismo regulador significa que el sistema requiereR-22.

En la tabla 5-1 se muestran las temperaturas de presión critica de diversosrefrigerantes. La temperatura crítica es la temperatura más elevada a la que puede existir unrefrigerante en forma líquida. La presión critica es la presión de vapor a la temperatura crítica.Las temperaturas normales de trabajo son inferiores a 115°F ó 46. PC por lo tanto al revisar latabla 5-1 y comparar la relación presión temperatura del R-22 a 46.1°C en la tabla 5-2 sepuede ver que nunca debe acercarse a la s propiedades críticas del refrigerante, mientras máslejos se trabaje de la presión crítica el refrigerante, mejor. Por el contrario, mientras más seaproxima la presión a la del punto critico, queda menos líquido que se evapore en elevaporador.

La presión crítica que aparece en la tabla 5-1 está expresada en libras por pulgadacuadrada absolutas (psia). Esto significa que deben aumentarse 14.7 psia a la presiónmanométrica.

Por eso si tuviéramos un condensador enfriado por aire y I I5°F de temperatura decondensación con un sistema de R-22, podríamos revisar la tabla 5-2 y llegar a una lecturamanométrica de 242.8 psig. Más aún sumando 242.8 + 14.7 llegaríamos a una presiónabsoluta de 257.5 psia, la'que es muy inferior a la presión critica de 772 psia del R-22 queaparece en la tabla 5-1 y tabla 17.

Seguridad personal :

Cuando se trabaja en una unidad de refrigeración debe de tenerse muy en cuanta laseguridad y actuar en forma a^r^c... En caso contrario pueden producirse graves accidentespersonales. Es necesario usar siempre la ropa, zapatos y anteojos de seguridad apropiados,especialmente cuando se carga ó descarga una unidad. Si se desconecta una línea que contengalíquido refrigerante, podría caer en los ojos un líquido que hierve a - 4 I T (el punto deebullición del R-22 a la presión atmosférica) y congelar el globo del ojo . Si cae sobre la piel laevaporación puede producir congelamiento, incluso los buenos refrigerantes con alto punto deebullición son buenos solventes que extraen el aceite de la piel y la dejan seca ó cuarteada.

La quemadura por congelamiento es un problema serio. Si el liquido refrigerante le caeen la piel, haga lo siguiente:

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1.- Hmpape el lugar afectado con agua tibia durante 10 ó 15 minutos.

2.- Aplique una ligera capa de ungüento tal como la vaselina, aceite mineral ó unasustancia semejante.

3.- No use vendaje. Si la parte afectada está expuesta al roce de la ropa, utilice unvendaje ligero.

4.- Vea un médico.

Se debe tener especial cuidado cuando a los sistemas se les quema el motor, ya quenomialmente originan presiones de operación más elevadas que las normales. Hsto se debe aque se permite la entrada de aire, humedad y otros contaminantes en el sistema, por lo cual lahumedad combinada con el flourocarbón, puede formar ácido clorhídrico, que no solo daña launidad, sino que son muy perjudiciales cuando entran en contacto con la piel.

Hay que verificar siempre el número R antes de efectuar la carga, lo cual evitara quese mezclen los refrigerantes. El R-12, R-22,R-500 son refrigerantes de haloearbón, que no sontóxicos ni irritantes.

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CAPITULO 6

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

A través del panorama descrito en los capítulos anteriores podemos concluir losiguiente:

De los anteriores resultados mostrados concluimos que un enfriador de líquidos tipopaquete representa una opción confiable y práctica, para la solución de nuestros requerimientosde enfriamiento, rango de temperaturas de trabajo y flujo manejado.

A diferencia de las opciones que anteriormente fueron planteadas; el volumen detrabajo del paquete enfriador se restringe a sus propias dimensiones (como es el caso de latone de enfriamiento, que aparte de la extensión de sus dimensiones requiere un volumen detrabajo libre para realizar sus funciones de enfriamiento).

De igual manera concluimos que se cumple el alcance del proyecto y los objetivosplanteados como son:

"Diseñar un circuito cerrado de enfriamiento con agua, que permita a los hornosque operen en forma continua y con ello reducir al mínimo el consumo de agua".

1.- Garantizar la operación continua del proceso de sinterizado.

2.- Proteger a los hornos.

3.- Disminuir el consumo de agua.

4.- Ecología (proteger el medio ambiente evitando la descarga de agua caliente.

5.- Efícientar procesos.

6.- Obtener el título de Ingeniero Mecánico.

7.- Prestar mis servicios a la comunidad y a mi país.

Recomendamos un_enfriador de líquido tipo paquete, porque se ajusta a las necesidadesde carga de enfriamiento, flujo, rango de temperatura y continuidad de enfriamiento querequerimos; además es posible recularlo para ahorro de energía en la estación invernal, aunquela inversión primaria es costosa, tiene grandes ventajas en ubicación remota, costos demantenimiento muy bajos, mínimo espacio de trabajo y opción de total automatización pormedio de una PC la oferta propuesta por IRSA, S.A. DE C.V ; Santa María La Rivera 142-101, Col. Sta. Ma. La Rivera 06400, México D.F.

Consistente en : Un enfriador de liquido tipo paquete, modelo FMIAS-12, de la marcaFRIOMOLD de México S.A.

Ver cotización de equipo de enfriamiento tipo paquete en anexos.

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COSTO TOTAL DEL PROYECTO

EQUIPO

Precio neto del enfriador de líquido tipo paquete: NS 60,175.00 M.N.(No incluye instalación)

ROUIPO ADICIONAL

Piecio neto de una bomba de Ihp, flujo radial centrífugo de velocidad variable, tipoeléctrica, material bronce ó acero: N$ 406.25 M.N.

Precio neto de un control automático para la bomba, modelo CA-1 mea. H1KAMIS.A. y un electronivel modelo 0718600 : N$ 959.00 M.N.

Precio neto de 2 válvulas de paso, 1 válvula de globo, 2 válvulas check de 1"; mea.ASCO S.A. : NS 205.80 M.N.

Tubería de cobre tipo M (AVICK S.A.) Artículos de plomería, venta por tramo de6.10m :NS 146.00 M.N.

COSTO TOTAL: NS 62,248.31 M.N.

83

CAPITULO 7

FUNDAMENTOS

Los sistemas utilizados para enfriar agua convierten el calor en otra forma de energía,disipándolo al medio exterior, para acondicionar un espacio ó proceso; esto lo logran a travésde las líneas de tuberías que se conectan con el enfriador.

Los sistemas enfriadores de agua pueden clasificarse por: 1) rango de temperaturas. 2)flujo refrigerante, 3) presurización, 4) arreglo de las tuberías, 5) arreglo de la bomba impulsoradel agua.

El diseño de un efectivo y económico sistema de enfriamiento de agua, es afectado porla compleja relación entre varios de los componentes del mismo sistema como, la temperaturade diseño del agua, el rango del flujo, el lay-out de la tubería, la selección de la bomba, laselección del enfriador y los métodos de control. Las dimensiones y complejidad del sistemadeterminan la importancia de estas relaciones y afectan la operación total de este.

La cantidad de calor sensible transferido ó enfriamiento, es un intercambio específico decalor, está en función del área de transferencia, la temperatura media diferencial entre el agua,el medio y el coeficiente de transferencia.

q = U A Atm

q = rango de transferencia de calor; Btu / h , ( W )U = coeficiente de transferencia de calor; Btu / h- fi2 °F , (W / m2-°C)A = área superficial de transferencia de calor; ft2 , (m2)Atin = temperatura media logarítmica diferencial UF .( °C)

La cantidad de calor sensible removido se puede expresar como:qt = W Ah

Los tubos para intercambiadores de calor, también se conocen como tubos paracondensador y no deberán confundirse con tubos de acero u otra clase de tubería obtenida porextracción a tamaños normales de tubería de hierro.

El diámetro exterior de los tubos para condensador ó intercambiador de calor, es eldiámetro exterior real en pulgadas (mm.) dentro de tolerancias muy estrictas. Estos tubos paraintercambiador se encuentran disponibles en varios metales, los que incluyen acero, cobre,admiralty, metal Muntz, latón, 70-30% cobre-níquel, aluminio bronce, aluminio y acerosinoxidables. Se pueden obtener en diferentes gruesos de pares definidos por el calibradorBirmingham para alambre, que en la práctica se refiere como el calibrador BWG del tubo.

84

Fig. 10 . Algunos ejemplos típicos de intercamliiadores compactos.

Inteicambiadores de casco y tubo flujo 1-2 cor.traconiente - paralelo.

Estos tipos de intercambiadores se clasifican en:

Intercambiadores de:

_ cabezal de tubos estacionario

_ cabezal de tubos Sjo con carretes integrales

_ cabezal Sjo

_ cabezal flotante de arrastre

_ cabezal Dotante

_ cabeza flotante empacada_ tubos cntT

tubos en U con doble cabezal

ss

4TLma&

1 - coroza

2- dos entradas que tienen doo cabezales ó espejos

3.- dos carretes con bridar, de fijación

A.- dos tapas de los carretes

5- deflectores transversales

6.- espaciadores de los dcDectores, pasadores atornillados en los cabezales di tu-

tubos ó espejos

INSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABA !

COMPACTOS.FECHA:

No. DIBUJO

65

Los orificios de los tubos no pueden taladrarse muy cerca uno de otro, ya que unafranja demasiado estrecha de metal entre los tubos adyacentes, debilita estructuralmente elcabezal de tubos ó espejo. La distancia más corta entre dos orificios adyacentes es el claro óligadura, y estos a la fecha son casi estándar.

Los tubos se colocan en arreglos ya sea triangulares ó cuadrados, la ventaja delespaciado cuadrado es que facilita la limpieza externa y tiene una pequeña caída de presión si elflujo Huye lateral al arreglo cuadrado, siendo incidente en un arreglo triangular ó en cuadrorotado, aumentando la turbulencia.

Las corazas hasta de 12 pulgadas de diámetro se fabrican de tubo de acero, como se daen la tabla 9. Sobre 12 e incluyendo 24 pulgadas el diámetro exterior real y el diámetro nominaldel tubo son los mismos. El gaieso estándar para corazas con diámetros interiores de 12 a 24pulgadas inclusive, es de 3/8 de pulgada lo que es satisfactorio para presiones de operación porel laclo de la coraza hasta de 300 Ib/pul2 (21 kg/cni2). Pueden obtenerse mayores espesor parapresiones superiores. Ver tabla 9 en anexo.

El tipo más simple de intercambiador es el tipo fijo ó intercambiador con cabezal detubo estacionario, las partes esenciales son:

1) La coraza, equipada con dos entradas, 2) cabezales de tubos ó espejos que funcionancomo bridas a ambos lados, 3) carretes son dos y se fijan a los cabezales, 4) dos tapas decarretes 5) deflectores transversales en el lado de la coraza.

El cálculo de la superficie efectiva frecuentemente se basa en la distancia entre las carasinteriores de los espejos en lugar de la longitud total de los tubos.

Es claro que se logran coeficientes de transferencia de calor más altos cuando ei Huidose mantiene en estado de turbulencia. Para inducir turbulencia fuera de los tubos, es costumbreemplear deflectores que hacen que el fluido fluya a través de la coraza a ángulos rectos con eleje délos tubos, esto causa considerable turbulencia aún cuando por la coraza fluya unapequeña cantidad de fluido. La distancia centro a centro entre los deflectores se llamaespaciado de deflectores. Puesto que los deflectores pueden espaciarse ya sea muy junto ó muyseparado, la masa velocidad no depende enteramente del diámetro de la coraza. Los deflectoresse mantienen firmemente mediante espaciadores consistentes en un pasador atornillado en elcabezal de los tubos ó espejo y un cierto numero de trozos de tubo que forman hombreras entredeflectores adyacentes.

Hay varios tipos de deflectores que se emplean en los intercambiadores de calor, perolos más comunes son los deflectores segmentados, estos son hojas de metal perforadas cuyasalturas son un 75% del diámetro interior de la coraza, estos se conocen como deflectores con25% de corte.

Los coeficientes de transferencia de calor fuera del haz de tubos se refieren comocoeficientes del lado de la coraza. Cuando el haz de tubos emplea deflectores para dirigir el

eer

flujo dei fluido de la coraza a través de los tubos, desde la parte superior a la parte inferior, loscoeficientes de transferencia de calor son mayores para el flujo libre a lo largo del eje de lostubos. Los mayores coeficientes de transferencia se originan por un aumento de la turbulencia.En un arreglo cuadrado, la velocidad del fluido estará sometida a continuas fluctuacionesdebido a la reducción del área entre los tubos adyacentes comparada con e! área de flujo entrelas hileras sucesivas. En los arreglos triangulares hay todavía mayor turbulencia debido a que elfluido que fluye entre los tubos adyacentes a alta velocidad golpea directamente la hilerasiguiente. Esto indicaría • que cuando la caída de presión y la limpieza son de pocasconsecuencias, el arreglo triangular es superior para alcanzar valores altos de los coeficientesde película en el lado de la coraza. Este es actualmente el caso, y en condiciones comparablesde flujo y tamaño de tubos , los arreglos triangulares dan coeficientes cercanos al 25% mayoresque el arreglo cuadrado.

"La correlación obtenida para los fluidos que fluyen dentro de los tubos obviamente noes aplicable a los Huidos Huyendo sobre un banco de tubos con deilectores segmentados"

JH = [(hD/K)(Cu /K)-l/3 (u. /neo) -<».I4 ] vs [DG /u]

La velocidad lineal y de masa del Huido cambian continuamente a través del haz detubos, ya que el ancho de la coraza y el número de tubos varían de cero en la parte superior yen el fondo a un máximo en el centro de la coraza. Sí tomamos la longitud del área de llujoigual al espaciado de los dcflectores (B). El paso de los tubos es la suma del diámetro del tuboy el claro C .Si el diámetro interior de la coraza se divide por el paso del tubo, se obtiene unnumero ficticio de pero no necesariamente entero de tubos que debe suponerse existen dentrode la coraza.

Actualmente en muchas distribuciones no hay hileras de tubos en el cenLro de la coraza,sino en su lugar existen dos hileras con máximas en ambos lados de la línea media y que tienenalgunos tubos más que los computados para el centro. Estas desviaciones se desprecian, paracada tubo ó fracción se considera que hay C x 1 pulgadas cuadradas de área transversal deflujo por pulgada de espacio de deflector. El área transversal de (lujo para el lado de la corazaas está dada por:

as = [(DI x C'B) / ( I 'T x cte. de dimensionamiento)] -" m2, ü-, pulg2y la masa velocidad:

Gs = [W / as] = kg/s-m2 = Ib/h-iP

Por definición, el radio hidráulico corresponde al área de un circulo equivalente al áreade un canal no circular y consecuentemente a un plano a ángulos rectos a la dirección del flujo.El radio hidráulico empleado para correlacionar los coeficientes de la coraza que tienedcflectores. no es el verdadero radio hidráulico. La dirección del llujo en la coraza es en partelongitudinalmente y en parte en ángulo recto al eje mayor de los tubos del haz. El área de flujoa ángulos rectos respecto al eje mayor a través de cualquier hilera no podría distinguir entre unarreglo triangular y uno cuadrado. Para poder obtener correlaciones simples combinando tantoel tamaño como la cercanía de los tubos y su tipo de arreglo, se logra una excelente correlaciónsi el radio hidráulico se calcula a lo largo en lugar de a través del eje mayor de los

tubos. El diámetro equivalente .de la coraza se toma entonces como cuatro veces el radiohidráulico obtenido por el arreglo dispuesto en el cabezal de tubos.

Dc =[(4 x área libre) /(perímetro húmedo)] = pies ó mó de = [(4 x P j 2 -(7tdo2/4)) /(7rd0)] = pulg ó m.

Donde Pj es el espaciado de los tubos, d0 es el diámetro exterior del tubo, para elarreglo triangular el perímetro húmedo corresponde a medio tubo:

de = [(4 x 1/2PT x 0.86PT -l/27ido2/4) /(1/2mi0)] = pulg ó m

La diferencia verdadera de temperatura At en un intercambiador 1-2 hace intervenirlas siguientes suposiciones:

1.- I.a temperatura del Huido en la coraza está a una temperatura isotérmica promedio encualquier sección transversal.2.- F.l área de calentamiento en cada paso es igual.

3.- El coeficiente de transferencia de calor es constante.

4.- La razón de cada uno de los fluidos es constante.

5.- F.l calor específico de cada fluido es constante.

6.- No hay cambios de fase de evaporación ó condensación en una parte del intercambiador.

7.- Las perdidas de calor son despreciables.

La caída de presión a través de la coraza de un intercambiador es proporcional alnúmero de veces que el fluido cruza el haz entre los deflectores. También es proporcional a ladistancia a través del haz, cada vez que lo cruza. Usando una modificación tomamos Ds comoel diámetro interior de la coraza y (N+l) como el número de veces que el haz se cruza, dondeN es el número de deflectores, si L es la longitud del tubo por tanto la caída de presión ópendiente de presión será:

AP = [(/Gs2 DS(N+1)) / (2gpDe<|)s)] = Ib/pulg2 ó kg/m2 ó kg/cm2

La caída de presión en los tubos de un intercambiador, Sidcr y Tate hancorrelacionado los factores de fricción para fluidos que se calientan ó enfrían en tubos.Estas correlaciones en forma graneada aparecen en la figura 26 de Donald Q. Kern. y se usanpara la ecuación :

APt = [ ( / Gt2Ln) /(5.22 x 1010 Dcs<|>t)] =Ib /it2 ó kg/cm2

Donde n es el numero de pasos, L es la longitud del tubo, Ln es la longitud total de latrayectoria aceptada por la TEMA (Tubular Exchangers Manufacturers Association).

8 8

Al Huir de un paso a otro, pasando por el carrete y la cubierta del cabezal flotante, elfluido cambia de dirección bruscamente por ISO0, aún cuando el área de flujo en el carrete y lacubierta del cabezal flotante no deberá ser menor que el área de flujo combinada de todos lostubos en un solo paso. El cambio introduce una caída de presión adicional ¿\Pr, llamadaperdida de regreso y se considera cuatro cabezas de velocidad por paso como pérdida. La masavelocidad para un fluido con gravedad especifica de 1, y !a pérdida de regreso para cualquierfluido será:

APr = [(4n/s) x (v2 /2g')] = Ib/pug2 ó kg/cm2

Donde V es la velocidad, s es la gravedad específica, g'es la aceleración de la gravedad.La caída de presión total del lado de los tubos será:

APT = APt + APr = Ib /pulg2 ó kg/cm2

(Información extraída del cap 14 de ASIÍ114E Handbook 19S4 Systems : Basic water systems disigni.

Intcrciimbindores enfriados por nire:

Los intercambiadores de calor enfriados por aire son utilizados para un gran numero deprocesos de enfriamiento, el uso del aire como enfriador ha significado una reducción en loscostos de condensación, ya que se reducen los costos por el bombeo de agua como fluidoenfriador; Estos inlercambiadores incluyen un haz de tubos, con un estriado en forma espiralsobre la superficie exterior de los tubos donde están colocadas las alelas, y un ventilador e! cualmueve el aire a través de los tubos. Como puede apreciarse en la figura (tig. 11-13 perry'schemical handbook), el ventilador es colocado abajo del haz de tubos, el aire es impulsado através de las superficies expuestas de las aletas de los tubos, en teoría una de las principalesventajas es que las perdidas de potencia son mínimas, esto es cuando la temperatura del aire noexcede los 30°C ó (54°F).

Las partes principales de los haces de tubos son los tubos con aletas y sus soportes, eltipo de cabezales ó soportes que son comúnmente usados son los de cabezal enrollado, el árealibre para la circulación del aire entre los atados de tubos debe ser casi el 50% de el áreaocupada por los tubos.

La velocidad superficial del aire normalmente (FV), es la velocidad de paso a través delos tubos y tiene un rango de 1.5 a 3.6 m/s ó 300 a 700 ft/min.

El diámetro de tubería que es comúnmente utilizado es de 25.4mm ó 1 pulgada, dediámetro exterior, la altura de las aletas varia desde 12.7 a 15.9mm

Una vía efectiva de incrementar el área superficial densa es el uso de superficiessecundarias Ó aletas, verlaftg; 1-1 de (compact heat exchangers, second edition, by IV.M. folYS and A.L.LONDON):

8 0

Los intercambiadores con aletas transversales en flujo cruzado sólo se usan cuando loscoeficientes de película que pasan sobre ellos son bajos. Esto se aplica a gases y aire apresiones bajas y moderadas.

Posiblemente la aplicación más interesante de las aletas transversales se encuentre enlos enfriadores de gases y aplicaciones de calentamiento de los mismos, los serpentines paraaire acondicionado, condensadores enfriados por aire ó en los economizadores de hornos ycalderas. Una aplicación que está ganando popularidad es el condensador enfriado por airepara localidades que no cuentan con un adecuado suministro de enfriamiento. F.l vapor entra alos tubos mientras que un arreglo en forma de difusor ó abanico induce una corriente de aireque circula sobre los tubos aleteados del aparato. Hn esta forma es posible lograr unaaproximación a la temperatura atmosférica que la que se lograría con una superficierazonablemente compuesta de tubos lisos.

I.a siguiente tabla presenta los valores de los factores de corrección para la MI.TD endiferentes arreglos:-a 1

tipo de flujo factor de corrección

contracorriente intercambiador 1-1 1.00

flujo paralelo-contracorriente, intercambiador 2-4 0.95

flujo cruzado, mezcla en la coraza y 2 pasos sin mezcla en serie 0.98

flujo cruzado, ambos flujos sin mezclarse 0.90

flujo cruzado, fluido mezclado en coraza y fluido en los tubos sin mezclarse ..0.87

flujo paralelo-contracorriente, intercambiador 1-2 0.81

flujo cruzado ambos fluidos mezclados 0.77

flujo cruzado, fluido en la coraza mezclado y dos pasos en los tubos, flujo paralelo sin

mezcla 0.00

flujo paralelo 0.00

Las deducciones que pueden hacerse de lo anterior son 1.- que la presencia de flujoparalelo reduce grandemente la utilización del potencial térmico para la transferencia de calory 2.- que las mezclas de corrientes de los fluidos también disminuyen la utilización.

Coeficientes de película para aletas transversales:

Casi todos los datos disponibles en escala comercial se han efectuado en base de aire ó"as en combustión. La curva de transferencia de calor ha sido transformada de los datos deJameson S.L. ASMR, 67, 633-642 (1945) que concuerdan dentro de limites razonables con losresultados publicados por Tate y Cartinhour ASMH, 67, 687-692 (1945).

La trayectoria de flujo de calor real en las aletas transversales probablemente difieraalgo del arreglo idealizado usado al derivar la eficiencia de la aleta. En los arreglostriangulares el aire ó gas golpea la parte frontal y los lados de las aletas anulares pero no laparte posterior de las mismas. Como se ha determinado experimentalmente, hf es realmentesólo un valor promedio. La concentración de calor en la parte conductora de una aleta anular,posiblemente introduce un potencial para que el calor fluya alrededor de la aleta metálica,factor que no se ha tomado en cuenta en la derivación. Las aletas continuas tales comoestrellas 11 otros tipos dan por lo genera! coeficientes más altos que las aletas helicoidales ó dedisco, y esto puede ser atribuido en parte a la mayor facilidad conque el gas penetra losespacios adyacentes a las aletas discontinuas.

Debido a que muchas aplicaciones involucran gases, se ha hecho costumbre en latransferencia de calor mediante superficies extendidas usar el factor de transferencia de calorde Colburn:

jh = (h/eG)(cu/K)2/3

El diámetro equivalente en la correlación Jameson ha sido definido por:Dc = [(2(Af+A0 )) / (ñ(perímetro proyectado))]

El perímetro proyectado es la suma de todas las distancias externas en la vista deplanta de un tubo aleteado transversal. La masa velocidad se computa del área libre de flujo enun banco simple de tubos a ángulos rectos al flujo del gas.

Caída de presión para aletas transversales:

A diferencia de los coeficientes de transferencia de calor, la caída de presión esgrandemente influida por el espaciado de las hileras sucesivas de tubos, su disposición y elespaciado. De las excelentes correlaciones de que se dispone para la caída de presión en flujocruzado, se usa aquí la de Gunter y Shavv, ASME, 67, 643-660 (1945). La cual es igualmentesatisfactoria para cálculos de flujo cruzado en tubos lisos y, las correlaciones se basan enaceite, agua y aire. A pesar de que se ha objetado la amplitud de la correlación, esta da valoresrelativamente seguros para la caída de presión. Los números de Reynolds se computan la basede un diámetro volumétrico equivalente, que refleja la proximidad y el arreglo de las hilerassucesivas de tubos, de esta forma la ecuación de la caída de presión contiene dos factoresadimensionales de configuración.

El diámetro volumétrico equivalente está definido por:D'cv =[( 4 x volumen libre neto)/(A/--¡- Ao )]

El volumen libre neto es el volumen entre las líneas de centro de dos bancos de tubosverticales menos los volúmenes de la mitad de los tubos y aletas comprendidos dentro de laslíneas de centros. El factor de configuración es un grupo adimensional que ordinariamente sepierde en la derivación pero que puede ser incluido según el criterio del experimentador. Losfactores usados son S-r y SL donde Sj es el paso en el banco transversal y Si, es la distanciacentro a centro al tubo más cercano en el siguiente banco.

61

DEFINICIÓN DE TONELADA DE REFRIGERACIÓN

F.s la refrigeración producida por la fundición de ¡Tonelada de hielo a la temperaturade 0°C (32°F) en 24 horas. Rsto es un rango de remoción de calor equivalente a removerll,376kJ/h (12,000 Btu/h).

Una unidad térmica británica (Btu) es el calor requerido para producir un incrementode 1 °F en 1 Ib de agua.

l.os líquidos que tienen bajo punto de ebullición, son utilizados como refrigerantes porla refrigeración mecánica. l.os líquidos que en su cambio de estado de liquido a gas lo hacenabsorbiendo calor se conocen como refrigeración primaria. Cuando el agua el aire ó lasalmuera solo pueden ser enfriados por transportadores de calor se conoce comorefrigeración secundaria.

I.a constitución química de varios refrigerantes esta mencionada en el listado de latabla 12-6 del cap. 12 pag. 25 de Perry's Chemical Fngineers' Handbook ; by Robert ¡I. Perryand Don Green. (Ver bibliografía )

R-ll TRICLOROFLUROMETANOR-12 DICLORODIFLUROMETANOR-13 CLOROTRIFLUROMETANOR-13I31 BROMOTRIFLUROMETANOR-14 CARBÓN TETRFMIORIDIOR-21 DICLOROFLUROMETANOR-22 CLORODIFLOUROMETANOR-23 TRICLOROFLOUROMETANOR-40 METH1LCLORIDIOR-50 METANOR-113 TRICLOROTRIFLOUROETANOR-l 14 D1CLOROTETRAFLOUROETANOR-l 15 CLOROPENTIIAFLOUROETANOR-142b CLORIDIOFLOIJROETANOR-152a DIFLOUROETANOR-l 70 ETÁNOR-216 .. 1,3 dicloro-l,1,2,2,3,3HEXAFLOl!ROPROPHANOR-290 PROPHANOR-C318 OCTAFLOUROCICLOBUTÁNOR-500 AZEOTROPE DE R-12 y R-l52aR-502 AZEOTROPE DE R-12 y R-l 15R-S03 AZEOTROPE DE R-23 y R-13R-504 AZEOTROPE DE R-32yR-115R-600 n -BUTANOR-600a ISOBUTÁNOR-717 AMONIACOR-744 DIÓXIDO DE CARBONOR-l 50 ETILENOR-1270 PROPILENO

SISTEMA

CERERADO

[ S u m i d e r o c í e c a l o r T l |

QL (Calor a la salida)

'MAQUINAN \ W ciclo

JERMICA,

QH (Calor a la entrada)

' S u m i d e r o d e c a l o r T H >

I Sumidero de calor TL (bajo temp.) \

SISTEMA

ABIERTO

ciclo

FUENTE DE CALORTH

9 5

PROPIEDADES DE LOS REFRIGERANTES.

El número de refrigerantes existentes permite una óptima selección deespecificaciones para desempeñarse en ciertas aplicaciones. Estos factores importantesincluyen : 1) Química, termodinámica, y propiedades físicas; 2)Capacidad del sistemarequerido. 3) tipo de compresor, 4)nivel de temperatura deseado, 5) otras consideraciones.

Los hidrocarburos halogenados, predominan en su uso para aire acondicionado y bajastemperaturas de servicio. Las ventajas primarias de estos son : no-flamables, no-explosivos, ypropiedades no-toxicas, consecuentemente estos refrigerantes pueden remplazar en granmedida a los formaleídos como metíl-cloridio, dioxido de carbono, dioxido de sulfuro,propano, propileno. y etileno. El amoniaco (R-717) tiene aplicaciones a bajas temperaturas ytrabaja con compresores de tipo reciprocante, es altamente tóxico, pero esto no es un factorcritico.

Las propiedades más importantes de los refrigerantes incluyen las siguientes:

Temperatura de ebullición y presión: Esta propiedad es considerable para mantener lapresión abajo de la atmosférica, del aire y de la mezcla circulante dentro del sistema.Tenemos que el punto de ebullición del refrigerante debe de ser tan bajo como deseamos quesea el nivel de temperatura del sistema.

Temperatura de congelación: Al seleccionar un refrigerante debemos tener a latemperatura de congelación ,por abajo de la temperatura mínima a la cual esta trabajandonuestro sistema.

Temperatura critica y presión : La presión de operación del sistema y la temperatura,nos indican el valor del punto critico. La temperatura critica es una temperatura en la cual lapresión de licuafeción del gas específico no aumenta. Dentro de las condiciones criticas lasfases de liquido y gas, tienen idénticas propiedades.

Presión del evaporador y del condensador : La presión del condensador suele ser bajaen tanto lo permita el uso de la relativamente alta capacidad del equipo, la alta presión deoperación del sistema, el gradiente de exceso de la tubería y el equipo. La presión delevaporador suela no ser tan excesivamente bajas para los radios de compresión cuando estossuelen ser anormalmente altos.

Volumen especifico : Las propiedades que dictan directamente las dimensiones delcompresor son aquellas que están multiplicadas por el peso del flujo. Esto es considerable detener bajos volúmenes de succión para compresores reciprocantes, y a los volúmenes desucción para compresores centrífugos.

Los compresores reciprocantes normalmente utilizan : R-12,R-22,R-500,R502,R-13,yR-717. Los compresores centrífugos estín adaptados para : R-11, R-12.R-114.R-113,y paragrandes tonelajes de R-22.

Calor latente : Un alto calor latente de vaporización es importante porque aféela demanera significativa las dimensiones de el efecto refrigerante, el monto del refrigerantecirculado, y las dimensiones, el costo de la tubería auxiliar y el equipo, el calor latente loconocemos solo por medio de otras propiedades como: volumen específico de vapor y liquido yel calor especifico del liquido.

Calor específico de liquido : Tiene bajos valores considerados, también el frío excesivoes requerido para líquidos calientes entrando a vapor.

Peso molecular : Esta propiedad es directamente relacionada con el volumen especificodel vapor, un alto peso molecular, un alto volumen espesífico. Para aplicaciones encompresores centrífugos requiere grandes cantidades de gas, el refrigerante suele tener un aliopeso molecular.

Caballaje teórico por tonelada : Para los niveles de aire acondicionado, tienen valoresaproximados sumando la mezcla de refrigerantes, estos suelen ser más importantes a bajastemperaturas.

Temperatura de descarga : Los refrigerantes suelen tener una temperatura relativamentealta de descarga del compresor siendo causa de un colapso del lubricante y formación desuciedad. El R-502 y el R-22 tienen una baja temperatura de descarga.

Misibilidad : Se presenta en el retorno del lubricante desde el evaporador hasta elcompresor, utilizando un compresor reciprocante minimizamos el problema.elR-12 y el R-500son altamente misibles, el R-22 y el R-502, les suele fallar misibilidad, y con el R-717 ellubricante no es miscible. Ver tablas 4 y 5 , para aclaraciones en anexo.

Otras consideraciones : Los refrigerantes están agrupados de acuerdo a su toxicidad ysu flamabilidad .Los hidrocarburos hálogenados como son: R-12,R-22, R-502,y R-13,sonclasificados por la ASA-Standard B9.1 como grupo 1, el grupo I se encuentran losrefrigerantes que son relativamente flamables, explosivos , e indudablemente tóxicos. En estegrupo se encuentran el R-717, metíl cloridio, los dióxidos sulfurados, incluyendo algunos delgrupo 2 que son los tóxicos y también flamables, el grupo 3 lo representan los refrigerantes queson altamente flamables y explosivos e incluyen al propano, propiléno, etiléno, etáno metano,butano e isobutáno.

Otras propiedades que deben ser consideradas : En suma a las propiedades quetenemos enlistadas, tenemos los parámetros precedentes, la estabilidad del refrigerante,propiedades anticorrosivas, y una alta conductividad térmica, una baja viscosidad. Unconsiderable bajo costo de bombeo, para estas consideraciones de funcionamiento, una parteimportante es la evaluación fina! de la comerciabilidad del refrigerante.

Estas consideraciones pueden verse aumentadas para los azeotrope. refrigerantesmezclados. Un azeotrope es una mezcla, usualmente entre dos compuestos, interactuando suspropiedades físicas de estos dos componentes puros.

9 5

HI R-500 es un azeotrope de R-12 y R-152a cuyo radio de composición es de 73.8y26.2 del porcentaje del peso respectivamente, con este puede ser utilizado un compresorreciprocante que tiene una capacidad promediada entre el R-12 y el R-22.

Fl nuevo azeotrope, R-502 ha sido desarrollado para la aplicación primaria ha bajastemperaturas entre -17.8 y -28.9 °C (0 y -20°F) este es una mezcla de R-22 y R-l 15 en un radiodel porcentaje de! peso de 48.5 y 51.2 utilizando un compresor reciprocante que tiene unacapacidad entre el R-22 y del 4 al 15 % de la carga para el R-502.

1.a figura 12-26 y la tabla 12-7 presentan una construcción comparativa de lasespecificaciones de los refrigerantes para varias temperaturas operacionales y la sección 3contiene referencias completas de las propiedades termodinámicas para varios refrigerantes.

TORRFS DF FNFRIAMIFNTO

Torres de enfriamiento: 1.a mayoría de los sistemas de aire acondicionado, y muchosde los procesos industriales utilizan torres de enfriamiento para remover ó disipar el calor. Flagua es comunmente usada como medio para transferir el calor.remover el calor,paracondensar refrigerantes,y para prosesos industriales de intercambio de calor.

Fn el pasado, cuando estos se realizaban por lineas continuas de vapor de agua hasta eltanque general del agua ó a otras utilidades suplementarias, el vapor sobrecalentado es pasadoatravez del proceso, y se descargaba el agua directamente a la c!oaca,ó retornaba al tanquegeneral donde se enfriaba a temperatura ambiente.Fl agua comprada para ser utilizada de estamanera no era prohibitivo, hasta que los costos por reposición del agua aumentaron a causadel incremento de los costos que esta acción requería.Similarmente el agua fría para eldesarrollo de la naturaleza es invaluablejas descargas de agua caliente a los afluentesnaturales, causan grandes trastornos en la ecología.

Fl aire frío es muy usado para intercambiar calor, enfría el agua y expulsa el calordirectamente a la atmosfera,para los costos primarios y el consumo de energía del ventilador yotros diversos son altos.Fstos gastos son económicamente captables,solamente cuando el aguafria está aproximadamente a 20°F,(l PC) de temperatura de bulbo seco en el ambiente.Fstosniveles de temperatura altos son determinantes también, para los requerimientos del aguafría,requeriinientos de sistemas de enfriamiento,}' muchos procesos industriales.

[.as torres de enfriamiento terminaron con todas estos problemas,como tiene los másdiversos usos,es la más utilizada para disipar calor para: la refrigeración por agua fría,aireacondicionado, y sistemas de procesos industriales.Fl rango de consumo de agua por una torrede enfriamiento es solamente un 5% del agua que atravesaría una sola vez el sistema,reduciendo extensamente el costo de operación del sistema, supliendo agua. Adicionalmenteel monto del agua caliente descargada (el impacto), es muy pequeño,de esta manera sus

9 6-

en la ecología son reducidos. Final mente, las torres de enfriamiento son económicas para aguafría retirando 5 de 10°F (2.8 de 5.6 °C) del ambiente a la temperatura de bulbo húmedo ó cercade 35°F (19.5°C) abajo, hasta sistemas de aire frío de dimenciones razonables.

Principios de operación de las torres de enfriamiento: Las torres de enfriamiento utilizanuna combinación de transferencia de calor y transferencia de masa del agua enfriada.E! aguapuede ser distribuida y enfriada dentro de la torre por espreadores.barras de splash.ó laminillastipo cintas de relleno y muchas formas que presentan una gran area superficial expuesta al aireatmosférico. La circulación del aire atmosférico generalmente está acompañada por alguno delos siguientes métodos: Ventiladores, corriente convectiva, corriente de aire natural.ó efecto deinducción por esprays. Los niveles relativos de calor del agua y el aire causan que una porcióndel agua se evapore. Cuando el agua debe absorver calor en el orden de cambio de liquido avapor a presión constante, este calor es absovido por el agua remanente en el estado líquido.En esta forma el calor de vaporización a presión constante es removido por la circulación delagua y es transferido para el vapor del aire.

La figura 5 presenta la relación existente entre el agua y el aire y el paso de estos acontrallujo en la torre de enfriamiento. Las curvas indican la temperaturas de los alrededores,temperatura en el agua (punto A al punto B) y el tope en el aire a la temperatura de bulbohúmedo(punto C al punto D) en los respectivos pasajes a través de la torre. La temperaturadiferencial entre el agua que entra y que está en la torre(A menos B) está definido como elrango. Para un sistema que opera en estado estable, el rango es el mismo para el tope de latemperatura del agua a través de la carga del intercambiador de calor. Acordemente el rango esdeterminado por la carga de calor y el rango de flujo del agua, y no por las dimensiones y lacapacidad de la torre de enfriamiento.

La diferencia entre la temperatura del agua que sobra y el aire que entra a latemperatura de bulbo húmedo (B menos C) en la fig. 5.1 está determina la aproximación de elbulbo húmedo ó simplemente la aproximación de la torre. La aproximación está en función dela capacidad de la torre y el gaieso del enfriamiento de la torre, lo cual produce unaaproximación cerrada(enfriamiento sobrante de agua) para una determinada carga de calor,rango de flujo, y condiciones de entrada del aire, Suponemos que el monto del calor transferidoa la atmósfera por la torre de enfriamiento es algunas veces igual a la carga de calor impuesta ala torre, mientras el nivel de temperatura de transferencia de calor es determinado por lacapacidad térmica de la torre de enfriamiento.

La construcción térmica de la torre de enfriamiento es afectada por la entrada del aire ala temperatura de bulbo húmedo. El aire entra a la temperatura de bulbo -seco, y la humedadrelativa tiene un efecto insignificante en la construcción térmica, pero esto afecta directamenteel rango de evaporación del agua. Esto puede ser ilustrado analizando en la carta psicrométrica,el paso del aire a través de la torre de enfriamiento(ver la fig 4 ). El aire entra a las condicionesdel ambiente en el punto A, absorbe calor y masa(mezcla) del agua, y existe hasta el punto B encondiciones de saturación(a muy altas cargas de calor, la descarga del aire no debe sersaturado). El monto del calor transferido por el agua hacia el aire es proporcional a la diferenciade entalpias de el aire entre las condiciones de entrada y las sobrantes(hB - hA).

Cuando las lineas de entalpia constante corresponden casi exactamente con las lineas detemperatura constante de bulbo húmedo, el cambio de entalpia en el aire puede serconsiderado para usos prácticos, siendo determinado solamente por el cambio de temperaturade bulbo húmedo de el aire.

F.l vector AB en la figura 2 primero está separado por los componentes AC, querepresenta el calentamiento sensible del aire (ó el enfriamiento sensible del agua), y elcomponente CB, que representa el calentamiento latente en el aire (ó enfriamiento latente enel agua). Si las condiciones de entrada del aire son cambiadas hasta el punto D a la mismatemperatura de bulbo húmedo, pero a diferente temperatura de bulbo seco, el calor residualtransferido es el mismo, pero los componentes sensible y latente pueden cambiar.

Ñola: para el caso AB representa el enfriamiento sensihle del a¡¡uu por evaporación y el calentamiento sensibley latente del aire. En el caso de BD representa otra vez el enfriamiento sensible del agua por evaporación, peroel enfriamiento sensible y el calentamiento latente del aire.

(Extraído del capitulo 21 del manual A SI I RAE 19S3)

FIG.4

98

PEF1CENT DISTANCE THROUGH TOWEH

Fig. 5-1 Temperature Relationship between Water and Airin a Counterflow Cooling Tower

OnY-SlflB TEMPERATURE

Fig.5-2 Psychromelric Analysis of Air Passingthrough a Cooling Tower

FIG. 5

INSTITUTO JECNOLOGICO DE ORIZABA

TITULO: AA//U/S/S P3/CfíOM£T/?/CO

FECHA:

No. DIBUJO 5

Tipo Industrial, Modolo nKBA.

Tipo Paquoto, Modolo KAFE.

FIG. 7

too

TORRE DE ENFRIAMIENTO RKBM (TiPO INDUSTRIAL)

Modelo

333639424548 ,

GASTO

Mínimo1l/seg

25.029.238.9

' • 38.944.550.0

m-'/h

90105140140160180

AGUA

Máximo1t/sog

97.3111.0135.0156.0180.0203.0

nr/h

350400485560650730

Torre do Enfriamiento KAFE para clr- 3- Eliminador do Rociócufio» da circulación do agua do tipo 4- Motor y Vonlllador

.•abierto. 5. Oopóallo do Agua6. Salida do agua onfriad.i

1. Entrada del agua callanto al banco do 7. Mallo do protocclón y entrada do airo«aproan 8. Dionuítj de Purga

2. Rodeno 9- S¡!*níi!>dor (opcional)

FIG. S

lot

aire

Eliminadores

Tubería

Distribución

-- rodeno

aire

Eliminadoresgua caliento r_J-v¿5tí~

Fig. Fig-

Espacio libre requerido

F¡g.

INSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABA

TITULO: CQMPOA/£A/T£S

ESCALA:

ACOT:

FECHA:

No. DIBUJO 9

tO 2

Con esto podemos realmente ver que para la misma carga de enfriamiento del agua, lacantidad de evaporación depende de calentamiento sensible ó enfriamiento del aire.

F.l radio del calor sensible al latente es un importante análisis de el uso del agua entorres de enfriamiento. I.a transferencia de masa (evaporación) ocurre solamente en la porciónlatente del proceso de transferencia de calor y es proporcional al cambio de la humedadespecifica.

Cuando entra el aire a la temperatura de bulbo seco ó la humedad relativa, tieneefectos sobre el radio del calor latente al sensible, esto solo afecta el rango de evaporación. F.nla figura 2, el radio de evaporación que es necesario para el caso de AB es (WB - WA); en elcaso de DB es (WB - WD ), porque la transferencia de calor latente (transferencia de masa),representa una pequeña porción del total.

F.l rango de evaporación, para las condiciones comunes de diseño es aproximadamenteel 1% del rango del flujo del agua para cada uno 12.6°F (7°C) del rango de temperatura delagua. F.l actual rango de evaporación anual es menor que el rango de diseño, porque lacomponente sensible del total de la transferencia de calor se incrementa, cuando latemperatura de entrada del aire disminuye.

F.n suma las perdidas de agua por evaporación, ocurren porque el liquido es arrastradodentro de la descarga de aire y vapor.

Condiciones de diseño: I.as capacidades térmicas de algunas torres de enfriamientopueden ser definidas por los siguientes parámetros:

1.- Temperaturas de entrada y salida del agua.

2.- Temperaturas de bulbo húmedo ó bulbo seco del aire.

3.- Rango de el flujo del agua.(flujo ó gasto).

La temperatura de bulbo seco del aire tiene efectos de evaporación, en el agua aenfriar, solo en un condensador de tipo evaporativo ó torre de enfriamiento. Piste solo efectode el flujo de aire a través de torres hiperbólicas directamente establece una capacidadtérmica, donde ocurre solamente un contacto indirecto entre los componentes operacionalesde la torre y un medio seco.

La capacidad térmica de las torres de enfriamiento para aplicaciones de aireacondicionado y remoción de calor es definida en términos de tonelaje nominal, basados en ladisipación de 15000 Btu/hr. (1.25 kW.) Por tonelada de condensado (kW), y un rango decirculación de agua de 3 gpm por tonelada, (ó 0.054 L/s por kW) para un enfriamiento de 95 a5S°F (35 a 29.4°C). A una temperatura de bulbo húmedo de 78°F (25.6°C). Para aplicacionesespecíficas sin embargo los rangos de tonelaje nominal no pueden ser utilizados y lacapacidad térmica de construcción es comúnmente establecida en términos de! rango de flujo

103

condiciones específicas de operación.(temperaturas de entrada y salida del agua, temperaturasde bulbo húmedo y/ó seco de¡ aire).

Dos son ios tipos básicos de enfriadores evaporativos para usos diversos:

El primer tipo involucra el contacto directo entre el agua caliente y la atmósfera.Dispositivo de contacto directo(comúninente usados en torres de enfriamiento), donde el aguaes expuesta directamente al enfriamiento atmosférico, donde la transferencia de la carga decalor sucede directamente hacia el aire. El segundo tipo involucra el contacto indirecto entre elfluido caliente y la atmósfera.

Torres de contacto indirecto: (presentación común circuito cenado de fluido enfriador),contiene dos circuitos de fluidos separados:

1.- En el circuito externo el agua es expuesta al contacto con la atmosfera rompiendo encascadas y mojando los tubos y enfriando de bulto; y

2.- En el circuito interior el líquido a enfriar fluye a través de los tubos que sonenfriados de bulto. En la operación el flujo de calor para el Huido del circuito interno es a travésde las paredes de los tubos del enfriador y hacia el agua del circuito exterior para ser evaporadodespués a la atmosfera. Como el Huido del circuito interno nunca tiene contacto con laatmósfera, en este tipo de unidades, puede ser utilizado para manejar otras Huidos diferentes alagua y así evitar la contaminación del contacto con el circuito de enfriamiento primario con lasimpurezas del aire.

Materiales de construcción: Los materiales que comúnmente son utilizados en laconstrucción de torres de enfriamiento, son seleccionados generalmente por su resistencia a lacorrosión del agua y las condiciones atmosféricas, reciben además un recubrimiento conconservadores químicos para prevenir el ataque de organismos destructivos, estos tratamientosson: (CCA = chromated-cooper-arsenate); (ACC = acid-cooper-ehromate).

Los metales utilizados son, aceros galvanizados zinc y/ó aluminio/zinc, ambos utilizadospara equipos de pequeñas y medianas dimensiones. Además recientemente se ha encontradoque los metales protegidos con compuestos epoxicos, poliuretanos, y polivinilos-clorados,pueden ser utilizados como protección o contra la corrosión.

Los plásticos como el poliester son utilizados para reforzar los componentes de libra devidrio el PVC tiene un uso creciente el los eliminadores de brisas, otro compuesto utilizado esel neopreno.

El concreto tiene como uso la fabricación de las bases de las torres de enfriamiento, ytiene la finalidad de preveer estabilidad a la estructura en la base ó cimentación.

/ O 4

FIG.- Metodología de áissño térnúco de ntarcMibiadoros do calor

Piocediraisnto didiseño teórico

FJG.6

INSTITUTO TECNOLÓGICO DE ORIZABA

TITULO: S£Ct/£A/C/J

ESCALA:

ACOT:

FECHA:

No. DIBUJO

10 5

DISEÑO TÉRMICO DE EQUIPO DE TRANSFERENCIA DE CALOR

Aproximación del diseño de intercambiadores de calor.

El uso de los conocimientos básicos de la transferencia de calor en el diseño deequipos prácticos es un arte.

Diseñando debemos considerar las constantes diferencias entre las condiciones idealesa las cuales nos puede llevar el conocimiento básico y las condiciones reales de la expresiónmecánica diseñada y el medio ambiente. El resultado puede ser satisfactorio en el proceso ylos requerimientos operacionales (en tanto es habilitablc, flexible y mantenible) y sobre todoeconómico. Una parte importante solamente del proceso de diseño son las consideraciones yfuera de esto, las consecuencias de error en el conocimiento básico, subsecuentementeincorporado dentro del método de diseño, en la traslación del diseño dentro del equipo, ó en laoperación del equipo y el proceso.

HI diseño de intercambiadores de calor no es altamente exacto, pero el éxito dependede las condiciones.

El proceso de diseño de los intercambiadores de calor procede de acuerdo a lossiguientes puntos.

1.- Condiciones de proceso(composición, rango de (lujo, temperaturas, presiones) y otrasespecificaciones.

2.- Requerimientos físicos, propiedades terminales de presión y temperatura, rangos de losintereses que débenos obtener.

3.- El tipo de intercambiador que es escogido para el empleo.

4.- Una estimación preeliminar de las dimensiones de construcción del intercambiador, el usodel coeficiente de transferencia adecuado para el fluido, el proceso, y el equipo.

5.- Un primer diseño es escogido, completando los detalles necesarios llevados fuera de loscálculos de diseño.

6.- F,l diseño escogido en el punto 5 es evaluado, ó estimado, esto es habitualmente deconveniencia a las especificaciones del proceso, con lo que respecta a la transferencia de calory la presión del medio.

7.- En la base del resultado de! punto 6, una nueva configuración es escogida y si es necesarioel punto 6 se repite. Si el primer diseño resulta inadecuado, entonces debemos cargar elrequerimiento de calor, esto es usualmente necesario para un incremento en las dimensionesdel intercambiador, cuando afinamos especificaciones ó limites factibles, de presión media,

106

longitud de tubería, diámetro del casco etc. Estas algunas veces pueden configurarse en unintercambiador multiple. Si el primer diseño es insuficiente para la carga de calor, quizas noalcanza los requerimientos ó no salva la presión del medio, ó el proceso resulta cargado para lasnecesidades del intercambiador.

8.-E1 diseño final debe amoldarse a los requerimientos del proceso (con un razonable porcentajede error) a bajo costo. El bajo costo incluye los costos de operación y mantenimiento, costosde instalación pero sobre todo la habilidad de intercambio a lo largo de la longitud térmica.

Los intercambiadores que en su selección no consideraron completamente losrequerimientos del proceso; prioridades, costos básicos, bajas de rendimiento, con frecuenciaresultan en un fracaso.

La refrigeración, no es más que la extracción de calor de la sustancia que deseamosenfriar, todo lo que se necesita para quitar el calor a un objeto caliente, es ponerlo cerca de ódentro de una sustancia fría. Pero no iremos muy lejos, con el enfriamiento natural en el verano,la época más calurosa del año, no hay suficientes sustancias naturales frias, por lo que la únicarespuestas es fabricar nuestro propio frío con un sistema mecánico.

Nota: líxlraido del Capitula ¡7 de ASH RAE Handbook.. (Ver Bibliografía).

ENFRIADORES DE LÍQUIDOS:

El enfriador de liquido, ó evaporador, es la parte del sistema de refrigeración en el cualel refrigerante es vaporizado, este efecto enfriador se produce en el agua, salmuera, u, otroHuido estable.

CRITERIOS DE DlSEÑO:(Continuidad -Vs- Remesa de enfriamiento)

Cuando el agua ó la salmuera es utilizada para remover calor, para producirenfriamiento, ó en aire acondicionado, el agua ó la salmuera enfrían el rango detemperatura(difcrencial de temperaturas del liquido, y el bulbo húmedo) podemos estabilizareste fenómeno para usos prácticos.

Excepto, en un sistema de tanque y agitador, los rangos de enfriamiento comúnmenteusados varían desde 5 hasta 15°F (2.5 a 8.5°C).El agua ó la salmuera circulan a través de unenfriador de acuerdo a la siguiente expresión.

w= Q / Cp Dtw= rango de circulación del agua ó la salmuera, lb/min;(kg/s)CP=calor específico del agua ó salmuera, Btu/!b-°F;(Kj/kg-°K)Dt= rango de enfriamiento,°F ó°C.

10 7

Dt= rango de enfriamiento,°F ó°C.

F.l bombeo de agua ó salmuera y la potencia requerida dependen del peso del rango dec' •culación requerido y la presión total.

Las especificaciones para seleccionar ó designar agua, salmuera ó medio enfriadorincluye:

1 .-Descripción del liquido enfriador, sí es otro diferente del agua.

2.-Temperatura del agua ó salmuera a la entrada.

3.-Temperatura del agua ó salmuera a la salida.

4.-Rango de circulación:

5.-Presión permisible.

6.-Refrigerante utilizado.

7.-Temperatura de saturación del refrigerante a la entrada correspondiente a la presión del

refrigerante a la descarga.

Cuando los fluidos enfriadores son utilizados para refrigerar desde una temperaturainicial hasta una final, terminando en un cierto periodo de tiempo, la selección del liquidoenfriador se complica por las variaciones de las condiciones citadas: u otras impuestas.

Cuando el tiempo requerido para el enfriamiento, para cierto rango de temperatura esinversamente proporcional a la capacidad de refrigeración del sistema empleado, pero lascapacidades de los sistemas para varias temperaturas de líquidos no pueden ser apreciables,por lo tanto el tiempo requerido debe ser proporcional a el rango de los recíprocos de lascapacidades para varios líquidos en diferentes temperaturas.

Por ejemplo consideramos que el agua alojada en un tanque es enfriada desde 25UChasta IO°C. F.l calculo citado es 35()KW-h y la capacidad del sistema para varias temperaturasde entrada esto es:

agua de entrada,°C. capacidad del sistema, KW. reciproco, 1/KW25 350 0.0028620 2S0 0.0035715 210 0.0047610 140 0.00714

001833

f O 8

Acercamiento de capacidad=4/0..0] 833 =218.2KWAproximación del tiempo requerido de enfriamiento -350/21 S.2 =1.6hCerramos la aproximación para usos prácticos

Planteamiento de tres posibles soluciones:

Después de analizar la información recopilada, el estudio de las condiciones deoperación que requerirnos, seleccionarnos de los diferentes métodos de disminuir y controlarla temperatura de un sistema; Aquellos que consideramos confiables y de continua aplicaciónpara resolver necesidades de absorción y desalojo de calor en las industrias mencionadas en elprólogo de está investigación.

INTERCAMBI ADORES DE CALOR

Los intercambiadores de calor usados en el servicio criogénico, son más biencompactos y de alta eficiencia que es efectiva en el intercambio de calor el cual es usualmenteempleado de extremo a extremo de la Dt. Eficiencia para la segunda ley de la termodinámicaes:

wiost= TOAST—10

Wlost= HI trabajo requerido para un comportamiento termodinámicamente ideal delproceso.To= Temperatura ambiente.

AST = Cambio de la entropía del universo causada por el proceso en estudio.Sustituyendo en la ecuación 10, para el intercambiador de calor:

Wlost = JTo (TI - T2) /(TI * T2) AH

Donde:TI- T2 = La AT de extremo a extremo, es en un solo punto del intercambiador de calor.T1,T2 = Son los extremos de calor y frío de las temperaturas en un solo punto delintercambiador.

H = Nivel de entalpia a lo largo del intercambiador de calor.F.l trabajo necesario es especialmente grande cuando TI y T2 están muy cercanas, solo

son especialmente costeables las AT de bajas temperaturas.

Hstá necesidad de bajas diferencias de temperaturas forza a la ingeniería criogénica ael uso de grandes áreas superficiales de intercambio. Solo el coeficiente de transferencia decalor permanece constante; el cálculo ó el diseño de la superficie de intercambio esinversamente proporcional a la AT.

10 9

Conocemos que en ia mayoría de los procesos criogénicos son empleados tres tiposgenerales de intercambiadores de calor:

I.- intercambiador de placa y tubos

2.- intercambiador de tubo frío en casco

3.- Regenerador.

Fstán fabricados de diversos acabados para grandes transferencias en área superficialpor unidad de volumen; desde 1000 hasta 3,500 m2/ m3 en condiciones normales: Se fabricancon particulares ventajas y limitaciones :

1.-) Intercambiador de placa y tubo: está normalmente fabricado de aluminio corrugadosobrepuestos en niveles paralelos y alternados pudiendo ser de flujo cruzado ó a contra flujo,siendo estos los dos arregos posibles, donde la variación de! corrugado define ó designa c!flujo que atraviesa la sección; un arreglo común esquemático presenta la sección de aluminiocorrugado con un espesor de 10mm, teniendo un área de transferencia normal de ¡500 m2/m3.I.os intercambiadores de placa y tubo tienen las ventajas de alta superficie ó radios devolumen, costos relativamente bajos; y gran flexibilidad de multi-arreglos de conductosasignados a las presiones de servicio y altos rangos de transferencia de calor.

También tienen las desventajas de dimensiones limitadas y usos limitados a presionesmoderadas, comúnmente abajo de los 7000 Kpa.

2.-) F.l intercambiador de Tubo frío en casco: F.s utilizado extensamente en sistemascriogénicos y el más usado en sistemas de alta presión, donde tenemos una gran diferencia depresión dentro de los extremos de los conductos de tubería y los extremos de los conductos deel interior del casco.

F,l alineatubos es usado para soportar el liaz. de tubos enfriadores, en sucesivas capas óhileras de tubos enfriadores sujetos por el aürieatubos.

Los huecos ó espacios frangeados están colocados en camas hechas de hileras de tubosde forma anular para el flujo del shell-side. La tubería puede ser utilizada de cobre ó aluminio.F,l aluminio es más estable para presiones dentro de la tubería de alrededor de 4,134KPa. Lostubos están calientes al rojo dentro de los conductos laminados ó en el caso de servicio de altapresión la tubería se calienta. Usualmente las unidades designadas para la tubería ó en estastuberías de los intercambiadores de calor es la longitud, la cual es necesaria para obtener unadistribución uniforme.

La criogénica de intercambiadores de calor mejora su la operación cuando tenemosuna gran temperatura diferencial, para que este use finalice en enfriamiento.

no

Cuando puede ser representado en una eslaictura el flujo longitudinal del calor ledenominamos intercambiador. Generalmente esto se reduce la construcción para elintercambiador relativamente largo en proporción con la sección cruzada, a través de esta caídade presión y el limite máximo permisible de escape de calor. Anotemos cuidadosamente es eluso de la baja conductividad del material por solamente nombrar la extensión de la longitud delintercambiador. Como, en el intercambiador de tubo enfriador -en-casco, el cual fuera de lo quellamamos casco está construido por acero inoxidable.

Los intercambiadqres como los de tubo enfriador-en-casco están construidos conparedes aletadas para usos masicos en enfriamiento ó aplicaciones criogénicas diversas y unaslongitudes de 5m. en diámetro y 35m. de longitud para usos en la licuafacción del gas naturalde carga fundamental en las plantas. La diversidad de dimensiones y la posibilidad de lautilización de este equipo en diferentes procesos y presiones son algunas de sus ventajas; perola principal desventaja es su relativo alto costo.

Regeneradores: Constaiidos estos como vasijas compactas con materiales relativamentede alta capacidad calorífica, corno las piedrecillas de cuarzo, las cuales se alinean como en lafigura para sustituir un intercambiador de calor. Las vasijas ó contenedores están construidaspara alternarse la carga de gas vaporizado, en un primer periodo se registra entrando el aire alinterior de un contenedor, cuando por otra parte se registra un flujo de gas vaporizado enfriadoen el otro contenedor, tardando un corto intervalo (arriba de 0.17h), el gas vaporizado seinterrumpe para un contenedor a otro, por medio de interruptores y un arreglo de válvulascheck también presentadas.

En pequeños servicios de refrigeración criogénica, usamos el ciclo Stirling ó el cicloGifford-lVIc Mahon, el regenerador es normalmente el mismo, pero de cobre recubierto de lanau otro material similar. En estos el flujo regenerador es cambiado en un mejor y más rápidociclo, permitiendo con su construcción una mejor carrera del pistón del compresor.

Los regeneradores tienen las siguientes e importantes ventajas a comparación con losintercambiadores de calor normales:

1.- Ellos son relativamente fáciles de construir y son rentables y costeables.

2.- Ellos concentran una gran superficie de área de transferencia en un pequeño volumen.

3.- el entubado de los regeneradores tienen una característica de una pequeña perdida depresión.

4.- Ellos limitan las impurezas, como lo es el dioxido de carbono, contenido en el agua y en elaire atmosférico, depositándolo en el interior del recipiente durante el enfriamiento sucedido enel primer periodo, y pueden limitar las impurezas de los gases por medio de la vaporizacióndurante el siguiente periodo eliminando y removiendo estas impurezas por otros medios comoel drenado.

Especialmente en los sistemas de separación del aire los regeneradores poseen diversasdesventajas, recientemente algunos el uso de ellos ha sido eliminado en plantas nuevas, estasson:].- La operación de estos depende de lo confiable del funcionamiento de sus válvulas check yde las válvulas interruptoras, donde las interruptoras operan a bajas temperaturas.

2.- Cada uno de los interruptores produce variaciones físicas y golpes en el proceso dentro dela tubería y la maquinaria.

3.- La operación de los regeneradores es cíclicamente interactiva, y ocasiona la operación debajas temperaturas, expansiones y la destilación en el equipo la mayor dificultad.

4.- Un producto puro no puede ser drenado por el regenerador cuando cada interruptor se hacontaminado, contaminando también el conlenedorcon un intercambio de gases impuros.

5,- La caja del regenerador tiende a desintegrarse en el medio ambiente por los cambioscíclicos de temperatura y presión, dejando estos sedimentos por el resto de la planta.

Estas desventajas no son percibidas en las pequeñas aplicaciones de la refrigeración, yestos regeneradores pueden tener un uso extendido en estos procesos. Los regeneradores estáncomúnmente limitados a la separación del aire de intercambio de calor a bajas presiones degases y donde las diferencias de presiones entre dos gases vaporizados es pequeña. Loscontenedores de los regeneradores para bajas temperaturas de servicio están construidos dealuminio, acero inoxidable, ó 9% de acero niquelado.

CONDENSADORES

En los sistemas de refrigeración, el condensador tiene la función de remover el calorabsorbido por el refrigerante en el evaporador (intercambiador),y el calor equivalente a laenergía impuesta por la acción de compresión del refrigerante. El refrigerante después a lapresión del condensador es nuevamente devuelto a su lase líquida, para ser aliviadonuevamente por re-expansión dentro del evaporador.

Las formas más comunes de evaporadores son clasificados en base al medio enfriadorcomo:

l.-)Enfriado por agua.

2.-)Enfriado por aire.

3.-)Evaporativo, (enfriado por aire y agua).

1 .-Condensadores enfriados por agua:

IIZ

En la actualidad el calor, removido es 5 a 10% por arriba de los valores calculadosteóricamente debido a que no existen perdidas durante la compresión. Usualmente ladeterminación de la extracción de calor requerida (qo) puede ser conocida tomando losvalores de la carga de! evaporador (qi) y el calor equivalente del poder requerido (q\v) porcompresión.

qo = qi -i- qw ecc 1 ;cap 16,part 1 ,

donde el término qw es reducido por ser independiente al proceso de extracción del calor. E!rango de flujo volumétrico de agua de condensación requerida puede ser determinada por lasiguiente ecuación:

Q = qo/{r(t2-tl)Cp

Donde:

Q = rango de flujo volumétrico del agua.

qo = rango de calor extraído.

r = densidad del agua.

11 = temperatura del agua entrando al condensador.

t2 = temperatura de el agua saliendo al condensador.

Cp= calor específico del agua.

La transferencia de calor en los en los condensadores enfriados por agua estáacompañada de tres estados: I .-Enfriamiento sensible en el gas sobrecalentado; 2.-Estado deliquido sub-enfriado, 3.-transferencia del calor latente en el estado de condensación.

Cuando la temperatura de la pared de la tubería es normalmente baja, entonces latemperatura de condensación se localiza en el condensador, el proceso de condensación serealiza a través del condensador. Rl efecto de sub-enfriamiento en los condensadores no sepuede preveer para sub-enfriamientos pequeños y entonces en general es ignorado en elanálisis de la construcción de condensadores.

La mayoría de los líquidos sub-enfriados, tienen la fase de condensación para loscondensadores de casco y tubo, muy pequeña, generalmente hasta 1.8T, ó I°C. La capacidadó el poder de un sistema requerido, es obtenida por la inmersión de los tubos en el condensadola transferencia de calor viene acompañada principalmente de convección natural. Losbeneficios del sub-enfriamiento son expuestos ai reducir la sub-fase de condensación ya quese reducen las dimensiones del condensador y se incrementa el arreglo refrigerante. Laoptimización del diseño puede ser basada en el estudio de estos dos factores opuestos.

Los tipos más generales de condensadores enfriados por agua son:

1.- casco y tubo horizontal

II 3

2.-casco y tubo vertical

3.- casco y en friador (horizontal y vertical)

4.- doble conducto

5.- atmosférico.

2.- Condensadores enfriados por aire:

El proceso de transferencia de calor en los condensadores enfriados por aire esrealizado en tres fases: 1.- de sobrecalentamiento. 2.- condensación, 3.- sub-enfriamiento.

Los condensadores enfriados por aire pueden ser clasificados como:

1.- condensador remoto para el compresor.2.- el condensador es parte de la unidad de condensación.

Aparte podemos clasificarlos por el flujo del aire en flujo forzado y de convecciónnatural; uso exterior ó interior además de otras clasificaciones, pero hoy en día la mayoría delas unidades son clasificadas en función de su capacidad.

Generalmente los enfriadores se construyen de cobre, aluminio, ó tubos de acero, conrangos de 0.25 hasta 0.75 pulgadas.(6.35 hasta 19.05 mm.) en diámetros. El cobre es uno delos materiales más caros, sí lo vemos desde los requerimientos de su manufactura, pero norequiere protección adicional contra la corrosión. El aluminio requiere unos métodos demanufactura exactos, y una especial protección es prevenir que el cobre se mezcle con elaluminio durante su fundición. Los tubos de acero requieren protección contra el agua.

Los diámetros en existencia de los tubos son un compromiso entre muchos factorescomo: facilidades de manufactura, costos, dificultades de maquinado, resistencia al aire,resistencia al flujo del refrigerante

Válvulas:

El criterio básico para la selección de válvulas para un uso específico es la eficienciapara las que están realizadas normalmente cerradas ó regulables.

En los circuitos de bajas temperaturas, la consideración adicional de fuga de calordebe ser incluida. La mayoría de las válvulas están alojadas en la caja fría y estánnormalmente construidas de bronce, para bajas presiones de servicio arriba de las 1500KPa, yde 300 series AÍSI de acero inoxidable para alta presión de servicio. Se dan las capas de aceroinoxidable que sean nesesarias, para estas válvulas, minimizando la conductancia térmica,esto asegura al contenedor contra las variaciones de la temperatura ambiente.

114

BIBLIOGRAFÍAS

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3.- Compact Heat Exchangers sccon edition by W.M.Kays and A.K.London;

McGraw-Hill Series in Mechanical Engineerig 1964 N.Y. N.Y ; I'SA.

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N.Y.N.Y 1° edición en español 1965; revición 1977; Editorial Continental, Calz. de

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9-Equipos industriales guía practica de mantenimiento Tomo I; Me Grawn-hill,

edit. Interamenricana de México S.A. ISBN 968-422-028-6 Obra completa

US

FACTORES DE CONVERSION 7 CONSTANTES

Energía y patencia:

Btu = 0.252 kg-calBtu - 0.293 watt-hBtu = 0.555 pcu (Unidad libra centígrado)Btu = 778 pie-IbBtu/min = 0.23BhpHp = 42.4 Btu/minHp = 33 000 pie-lb/minHp = 0.7457 kwHp-h = 2 543 BtuKw = 1.3415 hpWatt-h = 3.415 Btu

Flujo de fluidos:

Bbl/h = 0.0936 cfmBbl/h = 0.700 gpmBbl/día = 0,0292 gpmBbl/día = 0.0039 cfmCfm = 10.686 bbl/hGpm = 1.429 bbl/hGpm = 34.3 bbl/díaGpm X s (gravedad específica) = 500 X s lb/h

(.Continúa)

M = 3.281 piePie- = 0.0929 m=M* = 10.76 pie2

Presión

Atm — 33.93 pies de agua a 60°FAtm - 29.92 plg II¡; a 32°FAun = 760 mm Hg a 32°FAtm = 14.696 Ib/plg-Aün - 2 116.01b/pie=Atm = 1.033kg/cm=Pies de agua a 60°F — 0.4331 lb/plg=Plg de agua a 60°F = 0.361 Jb/plg=)Kg/cnv- - 14.223 lb /p !^ .Psi = 2.309 Pies de agua a 60°F

Coeficientes de transferencia de calor-Tenivcratura:

Btu/(h)(pie=)(°F) = 1.0pcu/(h)(pie=)(°C)Btu/(h)(pic=)(°F) = 4.88kG-cal/(h)(m'-)(°C) Temperatura °C = %(°FBtu/(h)(pie2)(°F) = 0.00204 watts/(plg=)(°F)

Longitud!, área y volumen:

32)Temperatura °F = %(°C -f 32)Temperatura °F absoluta (°R) = °F -|- 460Temperatura "C absoluta (°K) = "C + 273

Bbl =Bbl =Cm r=Pie^ -_-Pie-1 =Pie3 =M' =M' =Pies =Pies =Gal =Gal =Gal =Gal =Plg =LitroLitro

42 gal5.615 pie3

0.3937 plg= 0.1781 bbl-. 7.48 gal= 0.0283 m3

6.290 bbl35.314 pie3

= 30.48 cm= 0.3048 m: 0.02381 bbl: 0.1337 pie3

• 3.785 lt: 0.8327 gal (Imperial): 2.54 cm= 0.2642 gal= 1.0567 qt

Conductividad térmica:

BfU/(h)(pie=)(°F/pie) = 12 Btu/(h)(pie=)(°F/plg)Btu/(h)(pie-O(°F/pie) = 1.49 kg-cal/(h)(m=)("C/m)Btu/(h)(pie'-)(°F/pie) = 0.0173 waUs/(cm=)CC/cm)

Viscosidad

Poise = 1 i;/(cm)(sug)Ccntipoise -- 0.01 poiseCcntipoisc = 2.421b/(pic)(h)

Peso-

Lb = 0.4536 kgLb = 7 000 granosTonelada (corta o neta) — 2 000 lbTonelada (larga) = 2 240 IbTonelada (métrica) = 2 2051bTonelada (métrica) = 1 000 kg

Constantes:

Aceleración de la gravedad = 32.2 pies/seg=

Aceleración de la gravedad = 4.18 X 10"piec/h-Densidad del agua = 62.5 Ib/pie'

TABLA i

COMITÉS TÉCNICOS DE LA ASTM

A. METALES FERROSOSA-1 Acoto, acero inoxidable y

agadones relacionadasA-4 Fundiciones de hierroA-5 Hierro con revestimientos

metálicos y productos de acoroA-6 Propiedades magnéticas

B. METALES NO FERROSOSB-1 Conductores eléctricosB-2 Metales no ferrosos y aleacionesB-4 Materiales para termostatos,

calefacción y resistenciaeléctrica, contactos yconectores

B-5 Cobre y aleaciones de cobreB-7 Metales livianos y aleacionesB-8 Revestimientos metálicos e

inorgánicosB-9 Polvos metálicos y productos

relacionadosB-10 Métalos y aleaciones reactivas y

refractarias

C. MATERIALES CEMENTOSOS,DE CERÁMICA, CONCRETO YALBAÑILERIA

C-1 CementoC-3 Materiales no metálicos

resistentes a las sustanciasquímicas

C-4 Tubos de arcilla vitrificadaC-5 Carbón elaborado y productos de

rjralitoC-7 CalC-3 RefractariosC-9 Concreto y aditivos para concretoC-11 Materiales de construcción y

sistemas de yeso y sustanciasrelacionadas

C-12 Morteros para albañileriaC-13 Tubos de concretoC-14 Vidrio y productos vitrososC-15 Unidades de albañileria elaboradaC-16 Aislación térmicaC-17 Productos de fibra de cementoC-18 Piedra do dimensiones

especificadasC-21 Cerámica blanca y productos

asociadosC-24 Sellos y productos sellantes para

construccionesC-26 Ciclo de combustible nuclearC-27 Productos de concreto

premoldeadoC-28 Cerámicas sofisticadas

D. MATERIALES VARIOSD-1 Pintura y revestimientos,

aplicaciones y materialesrelacionados

D-2 Producios y lubricantes en base apetróleo

D-3 Combustibles gaseososD-4 Materiales de vialidad y

pavimentaciónD-5 Carbón y coqueD-6 Papel y productos relacionadosD-7 MaderaD-8 Materiales impermeables y

bituminosos para techosD-9 Materiales para aislación eléctrica

y electrónica

D-10 EnvasadoD-11 Hule o cauchoD-12 Jabones y otros detergentesD-13 TextilesD-14 PegamentosD-15 Refrigerantes para motorD-16 Hidrocarburos aromáticos y

sustancias químicasrelacionadas

D-18 Tierra y rocaD-19 AguaD-20 PlásticosD-21 PulimentosD-22 Muestreo y análisis atmosféricoD-24 Negro de carbónD-26 Solventes orgánicos halogcnados y

agentes anti-incendioD-27 Líquidos y gases para aislación

eléctricaD-28 Carbono activadoD-30 Fibras de alio coeficiente y

sustancias compuestasrelacionadas

D-31 CueroD-32 Sustancias catalizadoresD-33 Revestimientos y estructuras

protectoras para instalacionesgeneradoras de energía

D-34 Eliminación de desechosD-35 Geosintética

E, TEMAS VARIOSE-1 Química analítica para metales,

minerales y materialesrelacionados

E-4 MetalografíaE-5 Normas antiincondiosE-6 Rendimiento de construccionesE-7 Pruebas no destructivasE-8 Fatiga y fracturaE-10 Tecnología y aplicaciones

nuclearesE-11 Calidad y estadísticaE-12 Aspecto visualE-13 Espectroscopia molecularE-15 Sustancias químicas industrialesE-17 Tecnologías para cuidar

pavimentosE-10 Evaluación sensorial de

materiales y productosE-19 CromatografíaE-20 Mediciones da temperaturaE-21 Simulaciones espaciales y

aplicaciones para tecnologíaespacial

E-27 Riesgo potencial de sustanciasquímicas

E-28 Pruebas mecánicasE-29 Mediciones de partículasE-30 Ciencias forensesE-31 Sistemas computarizadooE-33 Acústica medio ambientalE-34 Salud y seguridad laboralE-35 PoslicidasE-36 Acreditación do laboratorio.E-37 Mediciones térmicasE-41 Instrumentos de laboratorioE-42 Análisis de superficiesE-43 Prácticas SI

E-44

E-47

E-4 8E-49

F-50E-51

F.

F-1F-2F-3F-4

F-5

F-GF-7F-8

F-9F-IOF-11F-12F-13

F-14F-15F-16F-17F-10

F-20

F-21F-23F-24

F-25F-26F-2 7F-29

F-30F-31

F-32F-33

V i ,

(~* 1

G-2G-3

G-4

Energía solar, geotérmica ydemás fuentes tía energíaalternativas

Efectos biológicos y el futuro delmedio ambiente

BiotecnologíaCompularización de datos sobre

materiales y propiedadesquímicas

Evaluación medio ambientalAdministración de riesgos del

medio ambiente

MATERIALES PARAAPLICACIONES ESPECIFICASElectrónicaMateriales pata barreras flexiblesEmpaquetadurasMateriales y artefactos médicos y

quirúrgicosProducios para imágenes

comercialesCubiertas resislenlos para pisosEspacio aéreo y aeronavesEquipos e instalaciones

deportivasNeumáticosComestiblesAspiradorasSistemas y equipos de seguridadSeguridad y tracción para

calzadoCercosProductos da consumoSujetadoresSistemas de tuberías plásticasImplemenlos de seguridad

eléctrica para trabajadores.Sustancias peligrosas y

respuesta ante derrames depelróleo

FiltraciónVestimentas protectorasParques de diversiones y

maquinaria relacionadaBnrcos y tecnología marítima.Equipos para servicios culinariosEsquí sobre nieveArtefactos respiratorios y do

anestesiaServicios médicos dfj emergenciaServicios y equipos do cuidado

de saludBúsqueda y rescateCárceles y centros de detención

CORROSION, DETERIORO YDEGRADACIÓN DEMATERIALESCorrosión de metalesDesgaste y erosiónDurabilidad de materiales no

metálicosCompatibilidad y sensibilidad do

materiales en atmósferasricas en oxígeno

CONDUCTIVIDADES TÉRMICAS, CALORES ESPECÍFICOS,GRAVEDADES ESPECIFICAS DE METALES Y ALEACIONES

/: = Btu/(h)(pie=)rF/pic)

Sustancia

AceroAceroAceroAluminioAluminioAluminioAntimonioAntimonioBismutoBismutoCadmioCadmioCincCincCincCobreCobreCobreHierro, vaciadoHierro.vaciadoHierro, vaciadoHierro, forjadoHierro, forjadoLatón (70-30)LatónLatónMagnesioMercurioNíquelNíquelNíquelOroOroPlataPlataPlomoPlomoPlomoTántalo

Temp. °F

32212

111232

212932

32212

64212

Gl21232

212752

3221293232

212752

04212

32212752

32-2 J 23232

212572

04212

32212

32| 212! 572

04

k*

2G2G21

117119155

10.G9.74.73.9

53.752.2G56454

224.21820732302534.027.65G600792

4 .8363432

109.0170.82422382019

i 1832

Calor especí-fico • *

Btu/(lb)CF)

Ver HierroVer HierroVer Hierro

0.1S30.18240.18720.0493O.Of.OS0.02940.03040.05500.05070.09170.095S0.10820.14870.17120.2034

0.10040.11780.1519

Ver HierroVer Hierro

0.131510.1488J0.2015Í0.2550.03290.10500.11700.140S0.0300.0310.05570.05710.03000.03150.0335

¡ 0.0342

Gravedadespecífica

7.83

2.55-7.8

9.8

8.05

0.9-7.2

8.8-8.95

7.03-7.13

7.0-7.9

8.4-8.7

1.7413.08.9

19.25-19.35

10.4-10.0

11.34i

1

! 16 .0

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• • De K. K. Kelley, O. S. Bur. Mine Bull 371 (1939).

• •* Valores balanceados para cobre y cinc.

TABLA 2-1

TYPES

TYPE K

LENG1HS-Hord and loft temper—12 and 20 feetSail temper—Up to 1" , 60 and 100 ft.;

H i " and l ' / j " , 60 t l . ; 2", 40 fl.

BENDING-Hard Jemper—by machine in sires VV'-3,V'Sof l temper—by hand or machine

JOINi 'NG-Harci temper—Solder type fining* ond in sizes

up to 1" compression fittingsSoft temper—Compression and iolder type fittings

TYPE L

IENGTHS-Hcrd and soil temper—12 and 20 feelSoft temper—Up to 1" , 60 and 100 f l . ;

WA" and 11/2". 60 ft.; 2", 40 fl.

BENDING-Hard temper—by machine in jizet \W-V2"Soft temper—by hand or machina

JOIN ING-Hard lempef—Solder (ype fitting) and in siiei

up to 1" compression filling»Soil temper—Compresiton and lolcfer íyp« filling*

SIZE IN INCHES

NOMINAL

V*

1/2%3/4

1VAV/222'/23

V/24

CD.

.375

.500

.625

.750

.8751.1251.3751.6252.1252.6253.1253.6254.125

WALL

THICKNESS

IN INCHES

I. D.

IN INCHES

.305

.402

.527

.652

.745

.9951.2451.4811.9592.4352.9073.3853.857

I. D. AREA

IN

SQ. INCHES

.074

.127

.218

.333

.436

.7781.2171.7233.0144.6576.6378.999

11.684

.315

.430

.545

.666

.7851.0251.2651.5051.9852.4652.9453.4253.905

.078

.145

.233

.348

.48-1

.8251.2571.7793.0954.7726.0129.213

11.977

•SAFE

WORKING

PRESSURE

lbs./sq. inch

10601170920760880680550520450420410380

_ _370_

900800740650590510460430370350330320300

WEIGHT

IN POUNDS

PER FOOT

.145

.269

.344

.418

.641

.S391.041.362.062.934.005.126.51

.126

.198

.285

.362

.455

.655

.8841.141.752.433.334.2?5.38

TYPE M

LEMGTHS-Hard temper only 12 and 20 (net

BENDING-Koi recommended either by hand or machine

J O I N I N G -Sold«r type fittings only

V*

V/i2

2'/s331/24

.500

.625

.8751.1251.3751.6252.1252.6253.1253.6254.125

.450

.569

.8111.0551.2911.5272.0092.4952.9813.4593.935

.159

.254

.517

.8741.3091.8313.1704.8396.9799.397

12.161

560

510

420

340

340

340

300

200

260

260

260

.145

.204

.328

.465

.632

.9401.462.032.683.58A.bb

Spocifications • Federa!: WW-T-79V ASTM: B88

•Voluei ihown based on the formula in the American Standard Code for Pressure Piping, 31.1-19Í5. Allowable internal pressures apply to th« lube itself and do not talinto account the limitations which may be imposed by the type of ¡oint and the joining material. Approximate allowable internal prassuro at oth«r tomptraiurei can Idetermined by multiplying value shown in loble by the proper coefficient.

Temperature Coefficient2M'F 91300'F 7a400-f JO

Note: Revere Copper Water Tobe can bo supplied with capped ends at tlio additional cost for capping. Plastic

caps of special design (seo illustration above, right) hold fast to keep out dirl, yet flip out quickly when required.

TABU 3

Tubo may be supplied withcapped ends. So o note atboltom of potjC,

O. D. ¡IN INCHES j

Yo

%

VA

X>Ya14Va

WALLTHICKNESSIN INCHES

.030

.030

.030

.032

.032

.032

.035

.035

I. D.in Inches

.005

.128

.190

.248

.311

.436

.555

.680

CrossSECTIONAL

AREA-SQ. IN.

.00332

.0129

.0284

.0483

.0700

.149

.242

.363

•SAFEWORKINGPRESSUREIb./sq. in.

31301990145012301010740Ó40

520

POUNDSPER FOOT

.0347

.0575

.0804

.109

.134

.182

.251

.305

APPROX.POUNDS PER50-FT. COIL

1.742.884.025.456.709.10

12.5515.25

NO. OFCOILS

1010101010553

APPRO:NET WEICI N pour.

17.428.840.254.5Ó7.045.562.745.7

*100° F - American Standard Code for Pressure Piping A. S. A. B 31.1-1955

SEE OTHER SIDE OF THIS SHEET FOR SPECIFICATIONS ON REVERE COPPER WATER TUBE

TABLA 3-1

DIMENSIONES Y PESOS TEÓRICOS DEL TUBO DE COBRE

DIÁMETROSNOMINALES

Pul{.Amer.

y«H14H

' y.. i

2

33 *45

68

1012

rara.métrico

30

101316

SO25324050

60SO80

100125

150200 '

Dlttn.

mm. (1)

G.3509.525

12.70015.87519.050

22.22528.5753-1.92541.27553.975

G6.Ü7579.375D2.O7S

101.775130.175

155.575206.375

050 257.175300 .507.675

SuperficieF.iltrtorm'/m

0.01990.02090.03990.04990.0598

0.0698c.onss0.10970.12370.1G90

0.20950.24940.23930.32920.4090

0.48880.6-1830.80790.9G75

Tiro X

mm.

0.8130.8131.2451.2451.245

1.G511.6511.0511.8292.108

2.4132.76!)3.0483.4044.064

4.8770.8838.585

10.287

Dllsi.Incrr. mm.

4.7247.899

10.21013.36516.5G0

18.92325.27331.62337.61749.759

81.64973.83783.97907.067

122.047

145,821192.G09240.005287.401

?:« Ttér.Kt/m (2)

0.1260.1U90.4000.5110.G22

0.9541.241i . j - t j2.0203.071

4.3Í.:">

595?7.G21B.GDO

14.354

20.6-11

38.557

59.94)BO.OOfl

Tiro L

F.iptiorrr.m

0.635O.7G20.8891.0161.067

.143

.270

.397

.524

.778

2.0322.28G2.5402.7943.175

3.5565.0806.350U12

Diim.Ir.iff. mm

5.0S08 COI

10.92213 8431G.9I6

19.93925 03532. ¡3133.25750.419

62.Gil74.80.186.09599.187

123.825

148.4R31D6.215244.475293.751

PriO TtiíK;/m C2)

0.1020.1830 92i0.42^0.539

0.6770 9741.3101 7012G07

3.r.0!i•1 3 l ' í6.3R7 '8.003 '

11.325 '

15.13328.72044.733 .GO OPG 1

Tiro M______ _ -

mm

Q.G3S0 6^53.G350.711D.7G2

1.6130.889I.9C71.2451.4 73

1 651i im2 MB24132.769

1.099Í.31R

1385J.-I52

D'.iro]nirr m m

5.008E 253

! 1 43014.4 5317.526

20.53926.79732 751IS 7!)551.029

r>3 37375.71787 05999 94 f)

124.637

149377197.73924G.4O52í>r» 0 7 1

Peto TCÓT

Xt/m (V,

0 0 1 20.1590.2150.3030.391

0.4800.0911.0141.3992.172

' 3 0 1 53.9B3

532769379.907

13.20724.50438.08054.636

TABlfi 3-2

VAPOR PRESSURESTemperature genetron

RM4

MMÉSÉC,CI3F3

mmI 187.4

117.627.9*13.9*

—314174958G8.02

27.01

70.G

53.7

0.22

0.15

1.094.92ü.fiGO

3.736G.5

100.76

4-5None

,mHE

ii

i 6 1 '

mmTTTj

C.CI.F,170.937.615.6*22.7

-76294478885.33

4.04

60.2

43.0

0.23

0.16

1.084.601.025

4.6588.7

18.78

6None J

1

-50-45-40-35-30-25-20-15-10- 5

05101520253035404550556065707580859095100105110115120125130135140. 145150

'Alt vapor

tlnches of

n28.9t28.7128.4 f28.lt27.8127.4127.0t26.5!26.0t25.4?24.7t24.0!23.1!22. I f21.lt19.9!18.6»17.2t15.6!13.9112.0!9.917.7t5.3t2.6t.1

1.63.25.06.98.9

11.113.415.918.521.324.327.530.834.438.2

genetron genetron genetron

12 22 113

15.4t13.3Íll.Ot8.4t5.5!2.3t0.62.44.56.79.2

11.814.617.721.024.628.532.637.041.746.752.057.763.870.277.084.291.899.8

108.3117.2126.6136.4146.8157.7169.1181.0193.5206.6220.3234.6

e.ot2.6t0.62.75.07.6

10.313.316.620.224.128.332.937.943.349.055.261.969.076.684.793.3

102.5112.2122.5133.4145.0157.2170.1183.7197.9212.9228.7245.3262.6

29.3t29.2t29.lt28.9Í28.7128.5f28.2t27.9127.6Í27.2t26.8Í26.3t25.3125.2t24.5t23.8122.9t22.0f21. Ot19.9t18.7Í17.3Í15.9Í14.3112.5t10.6t8.6t6.4t4.0t1.4t0.72.23.75.47.29.2

11.2

genetron

1 1 4 A

25.8t

24.3t

22.5t

20.2t

17.3t

13.8t

9.5f

4.4t

0.9

4.4

8.6

13.4

18.9

25.3

32.6

40.8

50.1

60.6

72.1

pressures are shown at p.s.i.g.Mercury Vacuum.

TABL& 4

G E N E R A L C H E M I C A L D I V I S I O N4O Rootor Stroot, Now York a, N. V.

<

Selected Physical Data *timpiraturo and 06*F condenicr

, tompiraturt)

Chemical Formula

Molecular Weight

Boiling Pt. (°F) at 1 Atm. Pressure

Evaporator Pressure at 5°F (p.s.i.g.)

Condensing Pressure at 86°F (p.s.i.R.)

Freezing Point (°F) at 1 Atm. Pressure

Crilical Temperature (°F)

Critical Pressure (p.s.i. absolute)

Compressor Discharge Temperature (°F)

Compression Ratio (86°F/5°F)

Specific Volume of Saturated Vapor at 5°F(cu. f t / lb . )

Latent Heat of Vaporization at 5°F(B.t.u./lb.)

Net Refrig. Effect of Liquid—86°F/5°F(B.t.u./lb.)

Specific Heat of Liquid at 86°F(B.t.u./lb.°F)

Specific Heat of Vapor at Constant Pressureof 1 Atm. &86°F(B.t.u./lb.°F)

Specific Heat Ratio at 86°F & 1 Atm.(k=Cp/Cv)

Coefficient of Performance

Horsepower/Ton Refrigeration

Refrigerant Circulated/Ton Refrig.(Ibs./min.)

Liquid Circulated/Ton Refrig. (cu. in./min.)

Compressor Displacement/Ton Rcfriz.(c.f.m.)

Toxicity (Underwriters' LaboratoriesGroup No.)

Flammability & Explosivity•Incrtei ol mercury vacuum.

1|mwBarf

1|MÍH

wékÉ

mm

mflmm.

CCI,F 1137.4

74.7

24.0*

3.6—168

3886351096.24

12.27

84.0

67.5

0.22

0.14

1.11

5.05

0.933

2.97

56.1

36.48

5ANone

r >g

12WHITE LABEL

CCI,F,

120.9

- 2 1 . 6

11.8

93.3

—252

2345971014.08

1.46

68.2

50.0

0.24

0.15

1.14

4.70

1.002

4.00

85.6

5.83

6. flone

I

)

jIÜi»

m°" 19

CHCIF,

86.5

- 4 1 . 4

28.3

159.8

—256

2057161294.05

1.25

93.6

69.3

0.34

0.16

1.16

4.57

1.031

2.90

68.4

3.61

5AHone J

y • <-

fl-l

TABLA 5-J PROPIEDADES CRÍTICAS UE LOS REFRIGERANTES

Refrigerante

Frcón 11Freón 12Freón 22Freón 113Freón 114Freón 500Freón 502Freón 13B1Freón C-318

Temperaturacrítica

3S8234205417294222180153240

°C

198112

96214146106

8267

115

Presión

psia

640597722495473642591575404

crítica

kg/ cm3

45.042.050.834.833.245.141.540.428.4

TABLA 5-2 RELACIONES PRESIÓN-TEMPERATURATemperatura°C

-45.6-44.4-43.2-42.1- 4 1

- 4 0-38.8-37.7-36.6-35.5-34.4-33.3-32.1-31-29.9-28.9-27.7-26.6-25.5-24.4-23.2-22.2-21-19.9-18.8-17.7-16.6-15.5-14.4-13.3-12.2-11.1-10-8.8-7.7

o F

- 5 0- 4 8- 4 6- 4 4- 4 2

- 4 0- 3 8- 3 6- 3 4- 3 2

- 3 0- 2 8- 2 6- 2 4- 2 2

- 2 0- 1 8- 1 6- 1 4- 1 2

- 1 0

- 6- 4

02468

1012141618

11

28.928.828.728.628.528.428.328.228.127.927.827.727.527.427.227.026.826.626.426.226.025.825.525.325.024.724.424.123.823.423.122.722.321.921.5

1215.414.613.812.911.911.010.08.97.86.7

5.54.33.01.60.3

0.61.32.12.83.7

4.55.46.37.28.2

9.210.211.212.313.514.615.817.118.419.7

13

57.060.063.166.269.472.776.179.783.387.090.994.998.9

103.0107.3111.7116.2120.8125.5130.4135.4140.5145.8151.1156.5162.1167.8173.7179.7185.8192.1198.5205.7211.9218.7

TABLA

Refrigerantes Freón22

6.24.83.42.00.5

0.51.32.23.03.9

4.95.96.97.99.0

10.111.312.513.815.116.517.919.320.822.424.025.627.329.130.932.834.736.738.740.9

5

113

• •

. . .

. . .

• ». . .

29.329.329.229.229.129.129.028.928.928.828.728.628.528.428.328.228.128.027.927.727.627.527.327.127.0

11427.126.926.726.526.326.025.825.525.225.024.624.324.023.623.222.922.422.021.621.120.620.119.619.018.417.817.216.515.815.114.413.612.812.011.1

50013.112.111.110.19.0

7.96.75.44.22.8

1.40.00.81.52.3

3.14.04.95.86.8

7.88.89.9

11.012.113.314.515.717.018.419.821.222.724.225.7

5020.00.71.52.33.2

4.15.16.07.08.1

9.210.311.512.714.015.316.718.119.521.022.624.225.827.529.331.132.934.836.938.941.0

'43.245.447.750.0

Tabla ff-g(Continúa)

Tempei°C-6.6-5.5-4.4-3.3-2.2-1.1

01.12.23.3

4.45.56.67.78.8

1011.112.213.344.415.516.617.718.820

21.122.223.324.425.526.627.728.83031.132.233.334.435.536.637.738.84041.1

' 42.243.344.445.546.647.748.85051.152.253.354.455.556.657.758.8

•atura°F2022242628

3032343638

4042444648

5052545658

6062646668

7072747678

8082848688

9092949698

100102104106108

110112114116118

120122124126128

130132134136138

1121.120.620.119.719.118.618.117.516.916.315.615.014.313.612.812.011.210.4

9.68.7

7.86.85.94.93.8

2.81.60.50.30.9

1.52.22.83.54.2

4.95.66.47.17.9

8.8 ,9.6

10.511.312.313.114.215.116.117.218.219.320.521.622.824.025.226.527.829.1

1 2 •21.022.423.925.426.9

28.530.131.733.435.2

37.038.840.742.744.7

46.748.851.053.255.4

57.760.162.565.067.6

70.272.975.678.481.3

84.287.290.293.396.5

99.8103.1106.5110.0113.5

• 117.2120.9124.6128.5132.4

136.4140.5144.7148.9153.2

157.7162.2166.7171.4176.2

181.0185.9191.0196.1201.3

13225.7232.9240.2247.7255.4

263.2271.2279.4287.7296.2

304.9313.9322.9332.2341.5

351.2360.9371.0381.2391.6

402.3413.3424.3435.4446.9

458.7470.6482.9495.3508.0

520.8534.0

• • . •

. . . .

. . . .

. • .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

. . . .

Uefrifrcr

2243.045.347.649.952.454.957.560.162.865.6

G8.571.574.577.6S0.884.087.490.894.397.9

101.6105.4109.3113.2117.3

121.4125.7130.0134.5139.0

143.6148.4153.2158.2163.2

168.4173.7179.1184.6190.2

195.9201.8207.7213.8220.0

226.4232.8239.4246.1252.9

259.9267.0274.3281.6289.1

296.8304.6312.5320.6328.9

antes Freón

11326.826.626.426.226.0

25.825.625.325.124.8

24.524.223.923.623.3

22.922.622.221.821.4

21.020.620.119.719.2

18.718.217.617.116.5

15.915.314.613.913.2

12.511.811.010.29.4

8.67.76.85.94.9

4.03.01.90.80.1

0.71.31.92.53.1

3.74.45.15.86.5

11410.29.38.37.36.35.24.12.91.70.6

0.41.01.72.43.1

3.84.65.46.27.0

7.98.89.7

10.611.6

12.613.614.615.716.8

18.019.120.321.622.8

24.125.526.828.229.7

31.232.734.235.837.4

39.140.842.544.346.1

48.049.951.953.855.9

58.060.162.364.566.7

50027.329.030.732.534.3

36.138.040.042.044.1

46.246.450.753.055.4

57.860.362.965.568.2

71.073.876.779.782.7

85.889.092.395.699.0

102.5106.1109.7113.4117.3

121.2125.1129.2133.3137.6

141.9146.3150.9155.4160.1

164.9169.8174.8179.9185.0

190.3195.7201.2206.7212.4

218.2224.1230.1236.3242.5

50252.554.957.560.162.8

65.668.471.374.377.4

80.583.887.090.493.9

97.4101.1104.8108.6112.4

116.4120.5124.6128.9133.2

137.6142.2146.8151.5156.3

161.2166.2171.4176.6181.9

187.4192.9198.6204.3210.2

216.2222.3228.5234.9241.3

247.9254.6261.5268.4275.5

282.7290.1297.6305.2312.9320.8326.9335.4345.4353.9

TA6L/X

vílv. de carga de liquido lp mirilla de liquido

Itábo de lijuidosucción

condensadorenñiido poragua. V n

válvtila da corte de tubo deliquido /

TABLA RELACIONES PARA HACER CÁLCULOS DE REFRIGERACIÓN1- Efecto neto de refrigeración = 'contenido de calor del vapor que deja el evaporador iilu/ll) • conlenidiHk'l

liquido q le entra, Btu/lb.2. Efecto neto de refrigeración. H tu/Ib = calor latente de evaporación. H tu/Ib • ram bin en el (.•unU-nidodo i-nlor

de líqui .o partiendo de la temperatura de condensación a la de evaporación. Htu/lli.3 Efecto neto de refrigeración. Btu/lb = _ opacidad Btu/min

refrig. circulado, lb/min_ , . , , ,, . carga o capacidad, Btu/min

4. Refrigerante circulado en lb/min = — ; — ——' efecto neto de refriger., Rtu/lb

5. Desplazamiento del compresor. pieVmin^ lb/min de refrigeran te circulado* volumen del gas que entraal compresor pie'/lb

. _ ' . • . j , . , , . capacidad Blu/triin X|vo!. de gasque entra al compresor, pic'/lb6. Desplazamiento del compresor, pie'/min = j — —¡ — T.—... ' -—•—

efecto neto de refrigeración, Btu/lb7. Calor de compresión, Btu/lb = contenido de calor del vapor que sale del compresor, Blu/lb - contenido de

calor del vapor que entra al compresor, Btu/lb.„ _ , , .. „ ... 42 418 Btu/min x potencia del compresor8. Calor de compresión, Btu/lb = y-. — : ¡—¡—rr-, •:

refriiíerinte circulado, lb/min9. Trabajo de compresión, Btu/min = calor de compresión, Btu/lb = refrigerante circulado, lb/r?i¡n

trabajo de compresión, Btu/lb10. Potencia de compresión =

11. Potencia de compresión =

12. Potencia de compresión =

factor do conversión. 42 418 Btu/mincalor de compresión. Btu/lb X capacidad, Btu/min

42 418 Btu/min X efecto neto de refrigeración, Btu/lbcapacidad, Btu/lb

42 418 Btu/min X coeficiente de rendimiento4.715

13. Compresión, hp/ton = TT-.——'—. y.—:—r-coeficiente de rendimiento

14. Potencia, watts = compresión, hp/ton X 745.7''efecto neto de refrigeración, Blu/lb

15. 'Coeficiente de rendimiento = ;—-j ——.. ...calor de compresión, Btu/lb

16. Capacidad, Btu/min = refrigerante circulado, Ib/min X efecto neto do refrigeración. Btu/lbn -j J r. desplazamiento del compresor, pie'/min >: efecto neto du! refrig., Btu/lb

17. Capacidad, Btu/min = volumen de gas que entra al compresor pie'/lbpotencia de compresión x 42 418 Blu/min x efecto neto de-reírte.. Blu/lb

18. Capacidad. Btu/min = -— : : r:—r—— :

calor de compresión. Btu/lb

TABLA 6

CICLO DE REFRIGERACIÓNEl ciclo normal de compresión de vapor consta de los siguientes cuatros procesos básicos:

1. Evaporación del refrigerante líquido, que se convierte en vapor en condiciones de presión constant?.

2. Compresión del vapor desde una baja presión hasta una alta presión. Este proceso puede suponerse queocurre a entropía constante.

3. Condensación del refrigerante, el cual se convierte de vapor en liquido. Antes de que pueda comenzar lacondensación, el vapor debe llevarse hasta el punto de saturación, removiendo cualquier sobrecalentamientoexistente. El proceso completo tiene lugar a presión constante.

4. La expansión del refrigerante líquido desde un nivel de presión en la mezcla de líquido y vapor hasta unapresión más baja. Esto ocurre sin que haya transferencia de energía hacia dentro o hacia fuera delrefrigerante. En consecuencia, la entalpia permanece constante.

La linea de condensación, trazada horizontalmente, (a presión constante) a latemperatura apropiada de condensación a partir de la línea de liquido saturadohacia el interior de la zona de mezcla, se origina en la zonade vapor sobrecalentado.

La línea de evaporación, trazada horizontalmente, (a presión constante), a latemperatura apropiada de evaporación, parte de la linea de líquido saturado haciala linea de vapor saturado.

La línea de expansión, trazada verticalmente, (a entalpia constante), parte delextremo de la línea de condensación hasta, la línea de evaporación.

La línea de compresión, trazada con cierta pendiente, (a entropía constante), partedel extremo de la línea de evaporación y llega hasta la línea de condensación en lazona de vapor sobrecalentado.

El ciclo completo representa la historia de una libra de refrigerante fluyen-do una vez alrededor del sistema.

TABLA 7

ooí 1.3

CURVAI CURVA ii

10 15 ;o 25 30

VARIACIÓN OEL ACERCAMIENTO (°F)Efecto en ol tamaño tío Is Torro al variar M Acor-camionio"'. Lo carga térmica el flujo y In iompo'a-tura diíl bulbo húmedo ponnanecon constantes.

1 1

11

1 n

^ ^j 11

i

35

60 00 ' 100 110 KO 100 100 200

BANGO. ' F «• Carga lormicn nTU/minLibras tío agua/ mm

• n = BJJJ/ m¡n_GPM X 0.33

VARIACIÓN DEL RANGO (•*»)Electo on ol tamaño c> la Torro ni variar el rango.La carga térmica y la tompcratura dol buloo húmedopormanecon constantes.

3

.2

I

0

.9

.7

CURVA MI

1

GO 100 120 UO 160 1G0

VARIACIÓN DEL FLUJO (GPM Te]E'ecio on ol lamarto do 'o Torre al variar ef flujoGPM. La enrga lónnica. la lemoorntura del bulbohúmedo y la dtíl agua frirt pormonecen constantes-

Tomp. B5V85». y 78°

Ton. R. 58

1015

i 20253040SO6075

95*. 85*02°

T.R. 8.8, M

17263544

537088

103130170210256300140380425510600630720770850

Modelo»

P.T, 5913.. . 5915

5017591959215923592559275923

.. * - 593159335935

. 59371 - 2 / 5933" - Í / 5933 y 5935" • 2 / 5935N.C. 860S

0507860806108611861288133014

Anchom.70.70.00.72

1.101.101.311.311.601.601.601.942.373.203.604.002.40S.402.402.802.E02.802.802.80

Largom

1.471.471.541.801.881.881.831.881.B32.282.482.532.532.402.532.533.654.154.604.604.805.305.305.10

Aliotottl

m

1.121.401.401.771.771.771.772.352.352.402.402.502.502.402.502.502.802.803.003.003.303.303.303.90

. Laroo li-bre roo..

171 {Vor (I(J. 3)3.003.003.003.005.00500S.005.005.005.506.006.006.00G.000.006.006.006.E07.007.008.809.309.30

10.50

Poso kgEmbarquo

1902152302nn3303353603es435725735

1.0401.2401,4701.7752.0802.5502.3503.3503,7504.2504.S404.6005.200

Peso kgOperación

295325300410590600670740870

1.4201.4302.5502.9502.0CO3.9805,1004.3004.7005.30O6.150e.ooo7.5007.600Q.500

Mol.Eloc.

HP

Vi'/,

11 Vt1 V J3333357 VsT Vi

1012'/:15

1010

15

2020202525

Altura bom-boo (ettA-

llca)1.001.301.30i.5a'.CO

1.60

1.SO

-•.16

2.162.212.212.342.342.312.342.342.102.102.102.102.402.402.403.00

Oiamotrotuberías

ontrada y salida 12" :2"2" 1

4"

4 "4 "

4 "4"

6"0"6"8"

2-6"2-6"2-6"2-6"2-5"2-6"2-8"2-fl"2-8"2-8"2-8"

Tabla do selección preliminar de Torrea Paquolo comp'olas, do 5 a 500 toneladas do rofrlgornción (3 GPM do 95°F a 85°F con7B°F.B.H.) on la ciudad do Monlorroy, por e|omplo. Ñola. Para la Ciudad do Móxico (90a F, 80" F, 62° F) las Torres rinden el 70%más. aproximadamente. Para dalos dellni(ivo9 consulle ni fabrícame.

8

DIMENSIONES DE TUBERÍA DE ACERO (IPS)

Tamañonominaldel tubo,IPS pig

Jí

Jí

H

H

H

i

VA

j

i°1\í

3

4

6

8

10

12141618202224

DE.plg

0.405

0.540

0.675

0.840

1.05

1.32

1.G6

1.00

2.33

2.88

3.50

4.50

6.625

8.625

10.75

12.7514.016.018.020.022.024.0

CédulaNo.

40*sot40*SOf

40*sot40*sot40*80 í

40*801

40*sot40*801

40'801

40*801

40*sot40*801

40*80t

40'801

4 0 '60

30303020 X2020 X20 •

DI, plg

0.2690.215

0.3040.302

0.4930.423

0.0220.546

0.8240.742

1.0490.957

1.3S01.278

1.6101.500

2.0671.U39

2.4692.323

3.0682.900

4.0263.S2S

6.0655.761

7.9817.625

10.029.75

12.0913.2515.2517.2519.2521.2523.25

Areade flujopor tubo,

plg2

0.0580.036

0.1040.072

0.1920.141

0.3040.235

0.5340.432

0.8640.71S

1.501.28

2.041.76

3.352.1)5

4.794.23

7.3S6.61

12.711.5

28.926.1

50.045.7

78.874.0

115138183234291355425

Superficie por pielineal, pieR3/pic

Exterior

0.106

0.141

0.177

0.220

0.275

0.344

0.435

0.498

0.022

0.753

0.917

1.178

1.734

2.258

2.814

3.3383.6654.1894.7125.2365.7476.283

Interior

0.0700.050

0.0950.070

0.1290.111

0.1G30.143

0.2100.194

0.2740.250

0.3620.335

0.4220.393

0.5420.50S

0.6470.60'J

0.S040.760

1.0551.002

1.5901.510

2.05)02.000

2.622.55

3.173.474.004.525.055.5G0.09

Peso porpie lineal,

Ib deacero

0.250.32

0.430.54

0.570.74

0.851.0!)

1.131.4S

1.082.17

2.2S3.00

2.723.01

3. ü(i5.03

5.807.07

7.5810.3

10.815.0

19.028.6

28.043.4

40.554.8

43.854.062.672.778.681.094.7

•Comúnmente conocido como ettándar.t Comúnmente conocido como cxUagxues? Aproximadamente.

TA8LA 9

DATOS DE TUBOS PARA CONDENSADORESE INTERCAMBIADORES DE CALOR

« GRAVEDADES ESPECIFICAS Y PESO MOLECULAR DE LÍQUIDOS

Compuesto Mol. I S •

AcctaldchldoAcet: to de amiloAcct.ao de etilo .Acetato de metiloAcetonaAcetato de butiloAcetato de vinilo

93%60%

A R aAcido acético 100%Acido acético 70% .Acido n-butíricoAcido i-butírico . . . .Acido clorosulfónicoAcido fórmicoAcido nítrico 95% .Acido nítrico 60% .Acido propiónico . .Acido sulfúrico 100%Acido sulfúricoAcido sulfúricoAlcohol alílicoAlcohol amílicoAlcohol n-butllico . . .Alcohol i-butflico . . . .Alcohol etílico 100% .Alcohol etílico 95% .Alcohol etílico 40% .Alcohol isopropílico . .Alcohol octflicoAlcohol n-prop01co . .Amoniaco 100%Amoniaco 26%Anhídrido acético . . .AnilinaAnisolBencenoBióxido de azufreBióxido de carbono . .Bisülfuro de carbonoBromotolueno, orto . .Bromotolucno, meta .Bromotolueno, para . .Bromuro de etiloBromuro de n-propilon-butanoi-butanoCiclohcxnnolClorobcncenoCloroformoClorotolucno, ortoClorotolucno, meta . .Clorotolucno. para . . .Cloruro cstánico — .

44.1130.288.174.958.1

116.286.118.060.188.188.1

116.546.0

74.198.1

58.188.274.174.146.1

60.1130.2360.117.0

102.193.1

108.178.104.144.076.1

171.0171.0171.0108.9123.058.158.1

100.2112.G119.4126.6126.6126.62G0.5

0.780.880.900.930.790.880.931.01.051.070.960.961.771.221.501.380.991.831.841.05

0.860.810.810.820.790.810.940.790.820.80

0.610.911.081.020.990.881.381.2a1.261.421.411.391.431.350.60O.GO0.9G1.111.491.081.071.072.23

Compuesto ¡Mol.

Cloruro de etilo ! 64.5Cloruro de metilo I 50.5Cloruro de n-propilo 78.5

" - • • " 1 3 5 . 0187.999.0

Cloruro de sulfúricloDibromctanoDicloroetanoDicloromctano i 88.9Difcnüo ! 154.2

74.110G.138.194.174.192.1

100.286.1

155.9170.0

;i

Etcr etílicoEtilbcnccnoEülglicolFenolFoniiiato de etiloGlicerina 100%Glicerina 50%n-heptanon-hexanoHidróxido de sodio 50%Voduro de etiloYoduro de n-propilo . . . . . . .Mercurio 1200.6Mctacresol 1108.1Metanol 100% i 32.5Metanol 90% 'Metanol 40% !Mcliletilcctona • 72.1Naftalcno 128.1Nitrobcnceno ;123.1Nitrotolueno, orto 1137.1Nitrotolueno, meta ¡137.1Nitrotolueno, para !l37.1n-octano ¡114.2Oxalato de dlctUo ,14G.lOxalato de dimetilo :118.1Oxalato de dipropüo ¡174.1Pcntacloroetano |202.3n-pentaao ! 72.1Propano 44.1Salmuera, Ca Cl. 25% !Salmuera. Na Cl, 25% 'Sodio ' 23.0Tctracloroetano : 167.9Tctracloroctileno ,165.9Tctraclomro de carbono 1153.8Tetracloniro de titanio Í189.7Tnbromuro de fósforo ,270.8Tricloruro de arsénico : 181.3Tricloruro de fósforo ¡137.4Triclorootilcno Ü31.4Tolueno 1 92.1Xilcno. orto ] 106.1Xilcno, meta j . . . . .Xilcno, para ' . . . .

0.920.920.891.67

2.091.171.310.390.7]0.871.041.07

0.U21.261.130.680.6G1.531.931.75

13.551.030.790.820.940.811.141.201.161.161.290.701.081.411.021.G70.630.591.23

1.190.971.G01.C3

1.G01.732.8S2.161.571.460.870.87O.BG0.8G

• Aproximadamente a G8*F. E«toi valores terán satisfactorios, sin extrapolación parala mayoría de lot problemas de ingeniería.

TABLAJj

Gradas F.

4 0 0 —

3 0 0 — -

200 •

100 •

t-100 —

Calor eiKcitico= Btu/(Ib) (grado

No.293252372630232710495144

2384

216A5

15221616

24424650Z5

113367

39

Líquida

Acida Acético 100%,AcetonaAmoniacaAlcohol AmílicoAcetato de AñiloAniliiuB<mxi»Alcohol BencílicaCloruro it BtnciloSalmuera 25% CaCliSalmuera 25% NaCIAlcohol ButilicoBitulfuro de CarbonoTctracloruro de CarbonoClorobenctna'CloroformoDeuruDicloroetinoDicloroisetu*Difenit?OifenilraeUraOlido de OifcnlloDowthcm AAcetato de EtiloAlcohol Etílica 1 0 0 %

« » 9 5 %" " 5 0 %

Etil BencenoBromuro de EtiloCloruro de EtiloÉter EtílicaYoduro de EtiloEtilo Glicd

F)

Rango Grzdot F3 2 - 1 7 66 8 - 1 2 2

- 9 4 - 1 2 2-58- 7732-21232-26650-176-4 - 8 6

-22- 86-40- 68-40- 6832-212

-148 - 775 0 - 14032-2123 2 - 122

-112- 77-22 - 140-40- 12217 6 -24886-21232-39232-392

-58- 7786- 17668-17668 - 17632- 2041 - 75

-22 - 104-148 - 77

32 - 21 2-40 -392

Calorespecifico

6O

7AOO<3

2A3 OO O3A

OO

O6A

2 C -

I I O J 2

25O

27O

20o

O23

024

O26

32 08333 o

41

46° O47

O40

Na2A64A7A3A3828354 8414 34 73140I3A14123433

34520

9I I2353191817

Liquid!

Fres» -M(CCIjF)• - l2ÍCCI t f i )• -2l(CHCIiF)• -22(CHClF t)« _-||3{GCl»F-CGIrw

GlictrinaH t í liraHexantAcid» Clorhidrlci 30%Alcohol IsoaiaílicaAlcohol ¡sobutílltiAlcohol IwpropilicaEltr lionropilicoAlcohol MetílicaCloruro de MetiloKaftaltr»NitrobenctnaMonanaOctantPtrcloroetiíeraAlcohol PropllicaPiridireíAcido SuKúrka 9 8 %Bióxido d íAiuf r tToluenoAguaXjlena Orto

' . Mtta• Para

RtnwGnánf- 4 - 158

-40 - 59- 4 - 158- 4 - 140- 4 - I5B

- 4 0 - 683 2 - 140

-112- 6068- 21250- 21232- 212- 4 - 122

•112- 68- 4 0 - 60-112- 60194- 33232 - 212

- 5 8 - 77-58 - - 77-22 - 284

- 4 - 2 1 2-58 - 7750- 113- 4 - 21232- 14050- 3 9232- 21232- 21232- 212

O49

OSO 010

-0.2

-0.3

-0.4

- 0 £

-0.7

-0.8

—0.9

-1.0

Calores específicos de líquidos. (Chilton, Colburn, and Ver-non, basa-Idos principalmente en datos de las Tablas Internacionales de Valores Críticos,perry "Chemical Engineers' Handbook", 3d ed., McGraw-Hill Hook Company,

Inc. New York, 1950)

TABLA 12

isoo •noc •1600-1500 •1300 •

1100 •1000 •900 •

800 •

700

600

500 —

400 - :

300 -=

200• 180

"160

HO

100

to80

70

60

50

10 •-,

JO -

2016

LIQUIDO

Acido tút icoAcetonaAeoniicoAlcohol arailiu (-¡to)Benceno-n butano-n butanoButano (¡so)Bulil alcohol (-n)Butil alotol ( - ¡ U )Butil alcohol (-sec)Butil alcthn! ( -hr t )Bióxido d( carbonoBlsulfuro de ar t» !»Telracloniro de carbonoCloroCloroforaolicloroetileno (-cil)limetitaairu

Üifenil»DifeniloOifwiUOxido di difeniloOxido de difeniloEtanoAlcohol etílicaAlcohol etílicoitilunina

Clorara it tt i loEtiltnoEtilemEt» etílicoÉter etílico"Fran U" (CCt,r)"Freon 12 " (CCI.F.)••Freon21" (CHCI>F)"Fm>n22" (CHCIFÓ"Freon 113" (CCUFCCIFi)"Freon 114" (CCIF/CC1F/)-n htxara-nheplanoMetaraAlcohol setilicoAlcohol Bt'.ilicoMetilaainaMet! UsinaCloruro át MetiloCloruro de MetiloForniati dt ott i loCloruro dc «tt i lmoOxido nitratoOxido nitrato(i-octanon-ptiUn»iw-ptntanoPropanaAlcohol n-prop¡r¡a>Alcohol ¡u -mp¡ l>uPiridin,Dióxido de azufreTolumiTricloroelilenoAguaAjua

t c Ranga |•F. ¡c ¡ 'F

609 212-3924SE> 284-íf.iZ72 116-392$65 312-57?S52 SO-57"07 104- 155

155- 39J273 I07-J-Í5Sí8 J37-S72508 302-392

397-517SOB 337-SI7'•55 30?- Jí?

91 50-212522 264-521547 50-57?291 212-39250b J4S-SDS463 392-572329 255-395162 50- TO

90-30?302-75?

952 I7G-EÍS043-932

89.5 50- ?6G110 50-284

285-Í82i&2 266-44t369 302-44650 50- 122

122-256332 59-2G6

266-464388 158-48?232 140-30?352 115-471205 122-3204 H 194-482793 113-39251? 50-511456 131-4C4-116 50- W464 65- 285

283-464315 21?- 39?2£9 61-230

230-247417 302-482421 301-452

97 43- 1771-256

SGS 6I-57Z386 59-482370 50-392205 59-482501 71-Si l456 J0?-4fl2652 446-661314 212-39?611 2I2-S1?520 355-58?707 ÍO-27S

275-110

S.6« 03.26.0J.6: . r >1 6

.42.0.7

6.95.53.9133.53.61 •,.1

944.32.23.80.83.1'.24.03.1•1.13.91.1J.O4.03.11.63.63.93.31.03.5!.S3.43.45?3.33.64.I2.65.?1.9I.O1.25.63.03.33.24.32.13.52.32.01.56.03.34.?

— tY

t.<J0 3J.S9,«2.51.51.7.'.19.S9 77.7859.51.15.7?.3\ <•5.73.38.5•V?577.8S.5• 1 ' .

?.eJ.O6.59.0?79.39.62.12.1

17.3(7.1IS.415.1IB.13.7

13.513.?8.3534.76.5II.111.211.313.19.712-313.812.112.711.0Bí8.312.512.313.715.91.40.9

r1 3

[-70

=-30

r-40

L50

- 6 0

19

1?1716IS111312II

Y 10q876s43210

—

—

—

—

—

—

—

—

-

—

—

-

—

—

-

-

1

—

—

—

-

-

0 1 2 1 4 5 6 7 6 ' ) 10-

Eranplo: Para »oua » 212' , t , - t = 707 - 212 = 495T el calor latente por libra n 970 Btu

SO90I0O

¡10

130

160

ISO200

|a•f

ten

riOO

-400

- Í 0O

-600

-700

- 8 0 0

-90£J

- 1 0 0 0

-1100

—1300

- 1 5 0 0

- I B 0 0

Calores latentes de vaporización. [Reproducida con permiso de Chil-ton, Colburn, and Vernon, comunicación personal (revisado) 1947]

TABLA 13

Cridst F

2 0 0 —

400

6 0 0 —

600 —

1000—

1200—

1400

1600 —

1800 —

2000 —

2200 —

2400 —

2600 —

, — 4.0

— 3.0

— 2.0

Cilor específica = Blu/ (Ib) (orado F)

No.10151627121418

24263234

3904

II13

178I7CI7A170

12

353020361921567

252025232933223117

G05

Acttilem

AinAnoniio

•BiSxido de carbono

• •MonoYidg de CubonoClon

N

EUnt*•

Etilo»

•Fresa -II (CCUF)

• -21 (CHCI, F)• -22 (CHCI F,)• "U3tCC'2F"CClFj)

Hidritrs»

Broaura de IIMrí«noClorura de HidrfiotnoFluoruro de HidrogenaYoduro de HidríotnoSulfure de HidrigtnoSulfuro de Htdr6genoMtUnt

••

OiM« Nítrico•• •

HitrigraOxlo«r4

*Atufr»Blixido <!• Aiufrt

* •Aon»

48RiTOoGndoiF

32- 5!X)390- 750750-2550

32-255032-1110

1110-255032- 750

750-255032-255032- 390

390-255032- 390

330-11101110-2550

32- 390390-1110

1110-255032- 30032- 30032- 30032- 30032-fltO

1110-255032-255032-255032-255032-255032-1290

1290-255032- 570

570-12901290-2500

32-12901290-2550

32-255032- 0 »

930-2550570-2550

32- 750750-2550

32-K550

69 O

II100°

12O

O15

7O

0 0

oís

—1.0

—0.9

—0.0

—0.7

—0.6

OI7

I7A

00I7B O

170

18O 19

O°24

Í2O O

2 5

30

32O

3O

340

35O

35O

É-04

-0.3

—0.2

-0.1

-0.09

-0.0 a

-0.07

-O.OC

1—0.03 .

;. . Calores específicos de gases a 1 atm. (Pcm/, "Chemical Engineers'Handbook", 3d ed., McGraw-Hill Book Company, Inc. New York, 1950)

TABLA H

Grada Enalcr

tumi » \ i i i in m n esimpondir > IM~T7T tts ecuiclonei out putdtn wins pint~XT mis l i l i de let nnooi nritmdoi.

Sarbolt Unirtrui ilc lol ditci exotrimmUlct(1) SJybolt Uniítml K X A = t

Cuando K>?O EntonctJA-i.íMQiooT

f n

(!) Saíbolt Futol de dilou) Redwood No. i K - O W I - T 5 cuinHot-40 1 a xi.

i])RedwDod No. t K-O.«7I--J- cuando i . o T r a «g.;4) Redwood Nb. 2 t = 1/10 X tltmpa Rtdwood No. 1is) Tienpi Engltf K-ICO (xoi«7i-íjí). o t -uEl» Gradot Engltt

*<- Viicosidzs cinemstio—ctntistokeii - ritmiw at llulo—xdundoi

B e f w n c U i : E - G r l d o f E n « l e '•AtlOLT U<«I¥C«AL-JLIT.K KWCtlOlUfU TT.I.^it

» '•• "> '<" u » ittttC.Titrapo en «nmSot SajboU (Unitcrul y Furol). Rtdwood 1 y 2, Tittnpo Entltr

FIG. 13a. Gráfica de conversión para viscosidades

J S•' a

S 0.1

TR'T/Tci.;t;ca

0E-*** fe"T-—«===:

^—~—-

-^

---—

í—•*ri

/

0.2 0.3 0.4 0.6 Oü 1.0

Preilón reducid». pR=£er.H

3 4 S 6 7 8 10P

20 30

. Gráfica de corrección para viscosidad para gases a diferentespresiones. [Comings and Egly, Ind. E7ig. Chem., 32, 775 (1940]

TA5LA 15

Surface Geometry, Flow Normal to Banks of Finned Tubes

Circula/ tuba, circular tins

Surfacedesignation

CF-7.34CF-8.7;CF-C.72(c)CF-11.16CF-7.O-JJCF-8.7-JJ(a)CF-8.7-iJ(b)

¡CF-9.05-JJ(a)CF-9.05-iJ(b)CF-9.05-}Jfc)CF-9.05-iJ(d)

-CF-g.OS-iJie)CF-8.B-I.0-JU)CF-8.8-l.0-JO)

Tubearrangement

StaggeredStaggeredStaggeredStaggeredStaggeredStaggeredStaggeredStaggeredStaggeredStaggeredStaggeredSliiggcraJStaggeredStaggered

Tubediameter,

in.

0.380.380.420.380.64 j0.6450.6450.7740.7740.7740.7740.7741.0241.024

Fin outsidediameter,

in.

0.920.920.8510.921.1211.1211.1211.4631.4631.4631.4631.4631.7371.737

Transversetube spacing,

¡n.

0.9750.9750.9750.9751.2321.2321.848

- 1.5571.PS22.7252.7251.9S21.9593.079

Longitudinallube spacing,

in.

O.SOOO.SOi)0.8000.8001.351.351.35

. 1.751.751.730.801.3752.0632.063

Fins/in.

7.348.728.72

U.467.08.78.7

- 9.059.059.059.059.058 88.8

Hydraulic diameter4r»

ft

0.01540.012880.014520.000760.02190.017970.03830.016810.026850.04450.015870.021030.019270.0443

in.

0.11170.15470.17420.11730.2(530.2100 4600.2020,3220.535o.iwa0.2530.2320.520

Finthickness

S, in.

0.0180.UI8«01900160.0100.0100.0100.0120.0120.012

' 0.0120.0120.0120.012

Frcc-fiow/frontalarea a

0.5330.5210.4940.5100.1190.4430.6230.4550.5720.6830.5370.5720.4390.6-12

Heat transfer ana/total volume,

n, ftVfi'

MO1631362098298.765.7

- 10885.161.9

13510891.258.1

Fin area/total area

0.8920.9100.B760.9310.8300.8620.862

- 0.03~i0.835O.83fi0.8350.8350.8250.825

(¿) Circular lubes, continuous fins

Surfacedesignation

8.0-ST

Tubearrangement

Staggered

Tubediameter,

in.

0.-ÍÜ?0.6 7Ü

Fin type

PlainPlain

Fins/in.

8.07.75

Hydraulic

ft

0.011920.0114

diameter

in.

0.141100.137

Finthickness

0.0130.0 !'j

frontalarca n

0.5340.181

Heat transfer area/total olumc,

a, ft:/ft3

179169

Fin arra/total area

0.9130.950

(r) Flat tubes, continuous fins

Surfacedesignation

it.CM 11117il 1 -(( 7;t7K'I Ut l i l lTK•1 ,'J 11 7'17I1K11 ».- M i n a n

Tubearrangement

ln-linr.SlaKlfrfr,lln-liiwM....I.-.IM. « ,"_!

Fin type

ri..in1'I.IUlK,,l!l,-,iK.JtlnlU..IIU*!

Tube length(parallel to

llov.-), in.

0.11700.7:17111'.Tll11 7 17

Tube width(normal toííow), in.

0.120(MIX)11 r.'ll11 mi

Fins/in.

9.68U.I'.I.IM

•1 '.Ml

1 1 I . 1

Hydraulic diameter4'»

ft

0.011800.01 amin.oi ni"onriv.'11 n t !:•'.•

in.

0.141'jIJ.ir.5G0 un.(i 1 (..'•.•tl I'UI.'

Finthickness

S. in.

0,(»i(l.l»HC U X U

IIIKH

l i l « H

Frcc-liow/frontalarea 0

0.6970.7IUIO.r.'l7It 7IUI(1 7lkt

Heat transfer aiea/total volume,

0, ftVit3

229221

'.••.'«

Jill

Fin area/total area

0 7'.I50.813O.7Ü5II.IIHtl lt-t'<

TABLA 16

G E N E R A L C H E M I C A L D I V I S I O NAO Rector Stroot, New York 6, N. V.

Selected Physical Data(Performance batid an S°F «vaporator

(•mptralur* and 86°F condentor, temperature)

Chemical Formula

r

CCI,F, CHCIF,Molecular Weight 120.9 8G.5Boiling P I (°F) at 1 Atm. Pressure - 2 1 . 6 -41.4Evaporator Pressure at 5°F (p.s.i.g.) 24.0* 11.8 28.3Condensing Pressure at 86°F (p.s.i.g.) 3.6 93.3 159.8Freezing Point (°F) at 1 Atm. Pressure —168 —252 - 2 5 6Critical Temperature (°F) 388 234 205Critical Pressure (p.s.i. absolute) 635 597 716Compressor Discharge Temperature (°F) 109 101 129Compression Ratio (86"F/5°F) 6.24 4.08 4.06Specific Volume of Saturated Vapor at 5°F

(cu. ft./lb.) 12.27 1.46 1.25Latent Heat of Vaporization at 5°F

(B.t.u./lb.) 84.0 68.2 93.6Net Refrig. Effect of Liquid—S6°F/5°F

(B.t.u./lb.) 67.5 50.0 69.3Specific Heat of Liquid at 86°F

(B.t.u./lb.°F) 0.22 0.24 0.34Specific Heatof Vapor at Constant Pressure

of 1 Atm. & 86°F (B.t.u./lb.°F) 0.14 0.15 0.1GSpecific Heat Ratio at 86°F & 1 Atm.

(k=Cp/Cv) 1.11 1.14 1.16Coefficient of Performance 5.05 4.70 4.57Horsepower/Ton'Refrigeration 0.933 1.002 1.031Refrigerant Circulated/Ton Refrig.

(Ibs./min.) 2.97 4.00 2.90Liquid Circulated/Ton Refrig. (cu. in./min.) 56.1 85.S 68.4Compressor Displ3cement/Ton Refrig.

(c.f.m.) 36.48 5.83 3.61Toxicity (Underwriters' Laboratories

Group No.) 5A 5AFlammability & Explosivity None None None'InchM ol mercury vicuum. J

TABU 17

CLASIFICACIÓN DEL PELIGRO PROVOCADO A LA VIDA POR GASES YVAPORES, REALIZADO POR LABORATORIOS DE NORMAS Y CERTIFICACIÓN

Grupo1

K ntro'1 y 5

5a

5b

6

Definición JGases o vapores que en concentraciones de '/•• a 1% yexposiciones del orden de 5 minutos son letales o produ-cen un daño serio.

Gases o vapores que en concentraciones del orden de '/-ja 1% y ex posiciones del orden de '/„• hora de duración sonletales o producen un daño serio.

Gases o vapores que en concentraciones del orden de 2a21/j<'»iy exposiciones del orden de 1 hora de duración son letaleso producen un daño serio.

Gases o vapores que en concentraciones del orden de 2 a21/., % y exposiciones del orden de 1 hora de duración sonletales o producen un daño serio.

Se clasifican como algo menos tóxicos que el grupo 4.

Mucho menos tóxicos que los del grupo 4, pero algo mástóxicos que los del grupo 5.

Gases o vapores mucho menos tóxicos que los del grupo 4,pero más tóxicos que los del grupo (>.

Gases o vapores cuyos datos obtenibles o aprovechablesindican que se clasificarían como del grupo 5a o grupo (5.

Gases o vapores que en concentraciones hasta de un míni-mo del 20% del volumen y duraciones de exposición delorden de 2 horas, no parece que produzcan daño.

EjemplosBióxido de azufre

Amoniaco, bromuro de metilo

Teracloniro de carbono,cloroformo, formiato demetilo

Diclorootileno, cloruro demetilo, bromuro de etilo

Cloruro de metileno, clorurode etiloFreón 113

Freón 11,Freón 22,Freón 500.Freón 502.bióxido de carbono

Etano. propano. butano

Freón 1,'JBl,Freón 12,Freón 114,Freón 115.Freón 13*Freún 14*Freón C-318*

Ñu probados en los laboratorios pero se estima que pertenecen al grupo indicado,fui nii: Underwriter Laboratories, 207 East St., Chicago, Illinois.

TABLA 18

Compuestos cíclicos

C316C318

600601

11501270

500501502503

71771872974474 4 A764

diclorohexa fluorciclo butanooctafluorociclobutano

C 4 CI 2 F 6C<FB

Otros hidrocarbones (hidrocarburos)

butanoisobutanoetilenopropileno

Azeotropos

refrigerantes 12/I52a (73.8/26.2% de pesoprefrigerantes 22/12 (75/25% de peso)refrigerantes 22/115 (48.8/51.2% de peso)refrigerantes 23/13 (40/60% de peso)

CH3CH,CH2CH3

CH(CH3)3CH2=CH:

CH aCH=CH2

Compuestos inorgánicos

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PELIGROS POTEiNCIALES DE LOS REFRIGERANTESDE FLUOROCARBÓN

Condición Peligro potencial SalvaguardaI/)s vapores pueden descomponer-se- .al entrar en contacto con flamaso con superficies calientes.Vapores que son 4 o 5 veces máspesados que el aire. Las altasconcentraciones pueden tenderaacumularse en lugares bajos.

La inhalación deliberada produceintoxicación.

Algunos líquidos de fluorocarbóntienden a remover los aceites na-turales de la piel.

Líquidos que hierven a tempera-turas muy bajas pueden salpicarsobre la piel.

Los líquidos pueden caer en losojos.

Contacto con metales altamentereactivos.

Inhalación de product**-, en descom-posición tóxica.

La inhalación de vapores concen-trados puede ser fatal.

Puede ser fatal.

Irritación de la piel seca o sensible.

Congelamiento de la piel. Quema-dura por coiiRelamiento.

Ixis líquidos con puntos de ebulli-ción muy bajos pueden producir elcongelamiento. Los líquidos conpunto de ebullición mas elevadopueden producir una irritacióntemporal y, al disolver otras sus-tancias químicas, pueden produ-cir un daño serio.

Pueden ocurrir explosiones violen-tas. '

Buena ventilación. La descompo-sición tóxica de productos sirvecomo advertencia.

Kvite el mal uso. Ventile el refri-gerante en el exterior. Ventila-ción forzada con aire al nivel dela concentración de vapor.

Dispositivos individuales de res-piración con suministro de aire.Cuerdas salvavidas al entrar atanque u otras áreas confinadas.No administrar epinefrina u otrasdrojjas similares.

Guantes y ropa de protección.

Guantes y ropa de protección.

Hay que usar protección para losojos. Obtener atención médica. La-var los ojos durante varios minu-tos con agua corriente.

Probar el sistema propuesto y to-mar las medidas apropiadas deseguridad.

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