DISEÑO DE UN EVAPORARDOR DE TRIPLE EFECTO DE ALIMENTACION ADELANTADA PARA CONCENTRAR UNA SOLUCION DE GLICEROL

Se quiere concentrar una solución de Glicerol desde 7% en peso hasta una concentración final de 80% en peso. La alimentación está disponible a 50993 Kg/Hr y 27C. El vapor es suministrado a 103.66 Kpa (Abs) en el primer efecto y un vacio de 74.2 mm of Hg abs. y que es mantenida hasta el final del efecto. Las pérdidas de calor por radiación y por manipulación son despreciables. Se asume que el condensado ingresa en cada efecto a su temperatura de saturación.

Glicerol en alimentación = 50993 0.07 = 3569.51 Kg/HrFlujo de alimentación WF = 50993/3600 = 14.16 Kg/SecSalida de los fondos del tercer efecto = 3569.51/(0.83600) = 1.24 Kg/SecEvaporación total =14.16 – 1.24 =12.9 Kg/Sec

Asumiendo igual evaporación en los tres efectos.W1 = Flujo de evaporación en el primer efectoW2 = Flujo de evaporación en el segundo efectoW3 = Flujo de evaporación en el tercer efectoW1 = W2 = W3 = (12.9/3) = 4.3 Kg/sec

Salida del primer efecto = WF - W1

= 14.16 – 4.3= 9.86 Kg/sec

Salida del Segundo efecto = WF – W1- W2

= 14.16 – 4.3 – 4.3= 5.56 Kg/sec

Salida del tercer efecto = WF – W1 – W2 – W3

= 14.16 – 4.3 – 4.3 – 4.3= 1.26 Kg/sec

Concentración de glicerol en la salida del 1er efecto = (14.16 0.07 )/ 9.86 = 10 wt%Concentración de glicerol en la salida del 2do efecto = (14.16.07)/5.56 = 0.178 = 17.8 wt%Concentración de glicerol en la salida del 3er efecto = (14.16.07)/1.26 = 0.79 = 79 wt%Temperatura de saturación en el vapor de entrada, TS = 100CPunto de ebullición del agua en el 3er efecto = 12CDiferencia de temperatura =100 – 12 = 88C

AUMENTO DEL PUNTO DE EBULLICION PARA LA SOLUCION DE GLICEROL1) Aumento para el 3er efecto 79 Wt% glicerol = 10.4C2) Aumento para el 2do efecto a 17.8 Wt% glicerol = 1.5C3) Aumento para el primer efecto a 10 Wt% glicerol = 0.5CSuma de los aumentosde la solución de glicerol = 10.4 + 1.5 + 0.5 = 12.4CDiferencia de temperatura efectiva = 88 – 12.4 = 75.6C

Ahora asumimos que la cantidad de calor transferido desde el vapor a la solución es el mismo en los tres efectos. Esto es, Q (calor transferido en el primer efecto) = Q (calor transferido en el segundo efecto) = Q (calor transferido en el tercer efecto).

COEFICIENTE TOTAL DE TRANSFERENCIAYa que estos son evaporadores de efecto vertical, el coeficiente total de transferencia puede ser asumido como sigue:En el primer efecto U1 = 2325 W/mCEn el segundo efecto U2 = 1275 W/mCEn el tercer efecto U3 = 1031 W/mCAhora como nosotros hemos asumido que la velocidad de transferencia de calor es igual, entonces tenemosQ1 = Q2 = Q3

(U1 A1 ∆t1 ) = (U2 A2 ∆t2 ) = (U3 A3 ∆t3 )Nosotros diseñamos el evaporador de triple efecto tal que el área de calentamiento en todos los tres efectos sea la misma A1 = A2 = A3

U1∆t1 = U2 ∆t 2 = U3 ∆t3

∆t2 / ∆t1 = U1 / U2

= 2352 / 1275 = 1.8∆t3 / ∆t 2 = U2 / U3

=1275 / 1031= 0.6∆t1 + ∆t2 + ∆t3 = 75.6C0.6 ∆t2 + ∆t2 + 0.6 ∆t2 = 75.6C∆t2 = 32.3C∆t1 = 21.54C∆t3 = 21.64C

PUNTOS DE EBULLICION ACTUAL EN CADA EFECTOPrimer efecto:T1 = TS - ∆t1

= 100 - 21.54 = 78.54CSegundo efecto:T2 = T1 - (BPR)1 - ∆t2

= 78.5 - 0.5 - 32.3 = 45.7CTercer efecto:T3 = T2 - (BPR)2 - ∆t3

= 45.7 - 1.5 - 21.64 = 22.56C

Effect 1 ( ºC ) Effect 2 ( ºC ) Effect 3 ( ºC ) Condenser ( ºC )

TS = 100 T1 = 78 T2 = 44.2 T3 = 12.16T1 = 78.5 T2 = 45.7 T3 =22.56

BALANCE DE CALOR

PRIMER EFECTO:WSλS + WFHF = W1H1 + ( WF - W1 ) h1

Calor latente de vapor λS = 2257.86 KJ/ kgHF – Entalpia de la alimentación a temperatura de entrada ( 27ºC) = Cpf × ( Tf - 0)

= ( 0.576 × 4.18) × 27 = 65 KJ / Kg

H1- Entalpia del vapor de salida del primer efecto = H2S + (Cp)steam × (BPR1)superheat

= 2640 + (1.884 × 0.5) = 2487 KJ/ Kg

H2s- Entalpia del vapor a 78ºC = 2640 KJ / Kg(Cp)steam at 78ºC = 1.884 KJ/ Kgh1 - entalpia de salida del primer efecto a 78.5ºC = Cp1 × ( t1 – 0 )

= 0.65 × 4.18 × 78.5 = 213.28 KJ/Kg

WS × (2257.86) + (14.16 × 65) = ( W1 × 2487 ) + ( 14.16 – W1 ) × 213.28WS × (2257.86) = 2273.7 × W1 + 2099.6

WS = W1 + 0.93 ------------------------(1)

SEGUNDO EFECTO:W1 λ1 + ( WF – W1 ) h1 = W2 H2 + ( WF – W1 – W2 ) h2

Calor latent del vapor a 78ºC λ1 = H1 - h2S = 2487 – 325 = 2162 KJ /KgH3S – Entalpia del vapor a 44.2ºC = 2580 KJ /KgH2 - Entalpia del vapor de salida del 2do efecto = H3S + ( Cp)steam ×(BPR2)supreheat

= 2580 + ( 1.884 × 1.5 ) = 2583 KJ/Kg

h2-Entalpia de salida del Segundo efecto a 45.7ºC = Cp2 × ( t2 - 0 )= 0.6 × 4.18 × 45.7 = 114.62 KJ /Kg

W1 × 2162 + ( 14.16 – W1 ) × 213.28 = (W2 × 2583 ) + ( 14.16 – W1 – W2 )×114.622063.34 × W1 = 1397 + 2468.38 × W2

W1 + 0.667 = 1.196 × W2 -------------------(2)

TERCER EFECTO:W2 λ2+ (WF – W1 –W2 ) × h2 = W3 H3 + (WF – W1 - W2 - W3 ) ×h3

Calor latent del vapor a 44.2ºC λ2 = H2 - h3S = 2583 – 190 = 2393 KJ / KgH4S -Entalpía del vapor a 12 .16ºC = 2523 KJ/KgH3 -Entalpia del vapor de salida del tercer efecto = H4S + (Cp)steam × (BPR3)ssuperheat

= 2523 + (1.884 ×10.4 ) = 2543 KJ/ Kg

h3 – Entalpía salida del tercer efecto a 22.56ºC = Cp3 ×( t3 - 0)

= 0.57 ×4.18 ×22.56 = 53.75 KJ /Kg

W2 ×2393 + (14.16 – W1 – W2 ) × 114.62 = W3 × 2543 + ( 14.16 – W1 – W2 – W3 ) × 53.752332.13 ×W2 - 60.87 = 2489.25 × W3 + 861.92

W2 + 0.370 = 1.067 × W3 + 0.026 × W1 --------------------(3)W1 + W2 + W3 = 12.9 Kg/ Sec -------------------------(4)

Resolviendo las ecuaciones (1),(2),(3) y (4), obtenemos:WS = 5.153 Kg/secW1 = 4.223 Kg/secW2 = 4.089 Kg/secW4 = 4.588 Kg/secAhora, Q1 = W.λS

=11634.75 KJ/sec

Pero Q1=U1A1∆t1

Entonces: A1= (11634.75×103)/(21.54×2325) = 232.32 m2

Q2 = W1λ1 = 9130.13 KJ/secPero Q2 = U2A2∆t2

Entonces A2 = (9130.13×103)/(32.3×1275) = 228 m2

Q3 = W2λ2 = 9784.98 KJ/secPero Q3 = U3A3∆t3

Entonces A3 = (9784.98×103)/(21.64×1031) = 235 m2

Así, las áreas obtenidas se dan con el rango aceptable de 5% de diferencia.Por lo tanto el área promedio por efecto de la evaporación es 232 m2.

Detalle de los tubos:Los diámetro que se usan actualmente están e los rangos de 1.25 to 2.00 pulg. De diametro exterior y por lo general se usan tubos de longitude en el rango de 4 to 15 pies.Vamos a escoger u ndiametro nominal de los tubos de 5/4 pulg, cedula 80, tubos de cobre de 10 pies de longitud..Por lo tanto, do = 42.164 mm

di = 32.46 mmLongitud, L = 10 pies = 3.048 mPaso en los tubos(Tube pitch), sera de (∆)PT = 1.25 × do

= 1.25 × 42.164 = 52.705 mm

Area lateral longitudinal de cada tubo, alt = πdoL= 3.1416× 52.705×10-3×3.048= 0.4037 m2

Numero de tubos requeridos, Nt = A /a= 619

Area ocupada por los tubos = Nt × (1/2) ×PT × PT × sin∝= 619 × 0.5 ×(52.705 ×10-3)2 × 0.866= 0.7445 m2

Where ∝α= 60o

Pero el area actual es mayor que esta. De aqui, dividimos el area por el factor que varia entre 0.8 to 1.0.Escogemos el promedio = 0.9.Por lo tanto el area actual requerida es = 0.7445/ 0.9

= 0.827 m2

El conducto de tubo descendente central se toma como el 40 a 70% del area de sección transversal total de los tubos. Lo tomamos como 50%.Por lo tanto el area del conducto central será = 0.5 × [Nt × (π/4) × do2]

= 0.5 × [619 × (π/4) × (0.04216)2]= 0.432 m2

El diámetro del conducto central descendente será = √ 4 x 0.432π

= 0.742 mEl area total de la plancha de tubo o cabezal de tubos en el evaporador = area de conducto central + area ocupada por los tubos

= 0.432+ 0.827= 1.259 m2

Diametro del cabezal de tubos = √ 4 x7.1025π

= 1.27 m

DISEÑO MECANICO DEL EVAPORADOR

Seleccionamos un evaporador vertical de tubos cortos (tipo calandrias)Data:El colector de vapor del evaporador opera al vacio a 0.4163 bar (6 psi)Cantidad de agua que será evaporada = 15480 kg/hrSuperficie de calentamiento requerida A = 232 m2

El vapor está disponible para el primer efecto a una presión de 1.03 bar.Densidad del liquido (glicerol al 10% peso) = 1019 kg/m3

Densidad del vapor de agua = PM/RT= (0.4163 ×105 ×18) / (8314 ×351)= 0.258 kg/m3

Presión de diseño = 5% mas sobre la presión de operación= 1.05 × 1.03= 1.082 bar= 1.103 kgf/cm2

Material:Evaporador : acero de bajo carbónTubos : cobreEsfuerzo máximo permisible para el acero bajo en carbón = 980 kg/cm2

Modulo de elasticidad para acero de bajo carbón = 19 × 105 kg/cm2

Modulo de elasticidad para el cobre = 9.5 ×105 kg/cm2

Fondo cónico

Angulo del cono : 120°Cabezal cónicoAngulo del cono : 120°

1) Espesor de la plancha o placa de la calandria:El espesor está dado por: e = (P.Do) /(2.S.E + P) +1/16”

= (1.103×1270) /[(2 × 980 × 0.85) +1.103] + 1.5875mm= 2.43 mm

El espesor actual debe ser mayor que el permisible por protección a la corrosión.Se debe estimar un espesor sobredimensionado equivalente al doble del calculado, esto sería:Por lo tanto se toma: = 5 mm

2) Espesor de la plancha o placa de los tubos:Para encontrar el espesor de lade los tubosK = [Es×ts×(Do – ts)] / [Et×Nt×tt ×(do – tt)]Es = modulo de elasticidad del cascoEt = modulo de elasticidad del tuboDo = diametro exterior del casco =3 mdo – Diametro interior del tubo = 60.325 mmts = espesor del casco = 12 mmtt – espesor de la pared del tubo = 5.5 mmNt – Numero de tubos en el casco = 2108Por lo tanto, K = [19 × 105 ×12 × (1270– 10)] / [9.5 × 105 × 619 ×4.85 × (42.164 – 4.85)]

= 0.027F = √[(2+K)/ (2+3×K )]= √ [(2 + 0.027) / (2 + 3 ×0.027)] = 0.99El espesor efectivo de la placa de tubos esta dado por tts = FDo √[(0.25 × P) / f]= 0.99×1270×√[(0.25 ×1.103) / 980]= 21 mmAñadiendo la protección por corrosion, entonces se toma como 25 mm.

4) Calculo del espesor de los tubos:El espesor de los tubos está dado portt = Pdi / (2.S.E – P)El esfuerzo maximo permissible para el cobre es = 538 kg/cm2 and J = 1Por lo tanto tt = (1.103 ×32.46) / [(2 ×538 ×1) – 1.103]

= 0.033 mmPero proveemos un espesor de 4.85 mm.Se trata de escoger tubos bastante resistentes a las condiciones de operación.

5) Diámetro del colector de vapor del evaporador:

La siguiente ecuación ayuda a determinar el diámetro del colector de vapor. Este diámetro puede ser igual al de las calandrias. Sin embargo es necesario chequear el tamaño desde un punto de vista satisfactorio para la separación.Rd = (V/A) / [0.0172 × √{(l - v) / v}]Donde V = volumetric flow rate of vapour in m3/sec

A = cross sectional area of drumFor drums having wire mesh as entrainment separator device, Rd may be taken as 1.3.A = V / [Rd 0.0172 √¿¿]

= [15480 /(3600 0.258)] / [1.3 0.0172 √{(1019 – 0.258)/0.258}]= 11.87 m2

Por lo tanto el diámetro del tambor es: √(411.87)/3.14 } = 3.89 mWhich is very large and therefore taking the drum diameter same as that of calendria.i.e 1.27 mDrum height can be taken as 2 to 5 times of tube sheet diameter.Thus drum height = 21.27= 3.81 m

5) Espesor del colector de vapor:El colector de vapor está operando a 0.4163 bar. El diseño está entonces basado en una presión externa de 1.7856 kg/cm2 (Presión de diseño).Asumimos un espesor de 15 mm.La presión externa critica está dada por Pc = [2.42E (t /Do)2.5] / [(1 - μ2)3/4 {(L /Do) – 0.45 (t / Do)0.5}] = [2.42 19 105 (10 /1290)2.5] / [(1 – 0.322)3/4{(3810 /1290) – 0.45 (10 /1290)0.5}] = 8.96 kg/cm2

Pa = Pc / 4 = 2.24 kg/cm2

According to IS – 2825 (Appendix F)L /Do =3.81/ 1.27 = 3Do / t = 1270 /10 = 85Therefore factor B = 10878Pa= B / [14.22 (Do / t)] = 10878 / [14.22 85] = 9 kg/cm2

Aquí Pa es mayor que la presión de diseño.Assume thickness as 15 mm.

6) Calculo del reborde:Material del reborde = IS:2004 – 1962 class 2Bolting steel = 5% Cr Mo steelGasket material = asbestos compositionOutside diameter of calendria = 1290 mmCalendria sheet thickness = 10 mmInside diameter of calendria = 1270 mm

Allowable stress of flange material = 100 MN/m2

Allowable stress for bolting material = 138 MN/m2

Determinacion del ancho del recipientedo / di = [(y – Pm) /{y – P(m + 1)}]0.5

Asumiendo un espesor de 3.2 mmEntonces y = 11.0, m = 2, P = 0.11 MN/m2

do / di = [(11 – 0.11 2) /{11 – 0.11 (2 + 1)}]0.5

= 1.005Dejamos el di del recipient igual a 1300 mm i.e. 10 mm larger than calendria diameter, thendo= 1.3065 mMinimum gasket width 2b = (1.3065 –1.300)/2

= 3.25×10-3 mBasic gasket seating width, bo = 12 / 2

= 6.0 mmDiameter at location of gasket load reaction is, G = di + N

= 1300 + (3.25×10-3)= 1300 mm

Estimation of pernos loadsLoad due to design pressureH = (π/4)G2 P

= (π/4) (1.3)20.11= 0.15 MN

Load to keep joint tight under operationHp = πG(2b)mP

= πx1.3x(3.25×10-3 )x2x0.11= 2.92 ×10–3 MN

Total operating load Wo = H + Hp= 0.15+2.92 ×10–3

= 0.153 MNLoad to seat gasket under bolting up condition Wg = πGby= 3.1416x3.046x(3.25×10-3/2)x11= 0.17 MNHere Wg is larger than Wo and therefore, controlling load = 0.17 MN

Calculation of minimum bolting area:Am = Ao = Wg/So = 0.17/138= 1.23 ×10-3 m2

Consider the bolt size as M 20 2Therefore root area = 210-4 m2

Numero de pernos requeridos = (1.23 ×10-3) / (2 10-4)= 8

Flange thickness:An approximate value of flange thickness may be given by

tF = G√{P/ (kf )}Where,k = 1/ [0.3 +{(1.5WmhG) /(HG)}]Wm - total bolt load = 1.2894 MNhG = (B–G) / 2Where B is minimum pitch circle diameter.B=G +12 +(220)= 1300+12 + 40= 1352 mTherefore hG = (1352 – 1300) / 2= 26H = 1.25 MN= 127421 kgG = 1300 mmTherefore k =1 / [0.3 + {(1.5 131437.31 26) / (127421 1300)}]= 3.02Hence tf = 1300√{1.103/(3.02 1019)}= 24.61 mmTherefore use thickness of 30 mm including corrosion allowance.

7) DISEÑO DEL ANAQUEL O CONSOLA:Data:Diameter of vessel = 1270 mmHeight of vessel = 3.81 mClearance from vessel bottom to foundation = 1000 mm (assumed)Density of carbon steel = 7820 kg/m3

Density of brass = 8450 kg/m3

Wind pressure =128.5 kg/m2

Number of brackets = 4Diameter of bolt circle = 3.15 mHeight of bracket from foundation = 2.25 mPermissible stress for structural steel (IS – 800)Tension = 1400 kg/cm2

Compression = 1233 kg/cm2

Bending = 1575 kg/cm2

Calculo del peso del recipiente con contenido:Peso del tambor de vapor = πdLtρ

= πx1.27 x3.81x0.015x7820W1= 1783 kgPeso de los tubos W2 = (π/4)Nt(do2 – di2) Lρ

= (π/4) 619(0.0422 2 – 0.032462) 3.0488450= 9150 kg

weight of tube sheet W3 = 2 (π/4)Ds2 t= (π /4) 1.2720.025 7820 2= 495 kg

Therefore total weight W = W1 + W2 + W3

= 10728 kg

a) Base plate:Taking suitable base plate size, a = 140 mm, B = 150 mmMaximum total compressive load is given byP = [{4Pw(H – f)} / (nDb)] + [W / n] Where Pw - total force acting on vessel due to wind = kPhDo

k = 0.7P =presión del vientoe = 128.5 kg/m2

h = altura = 3.81 mThus Pw= 0.7 128.5 3.81 1.27

= 435.2 kg/m2

H = height of vessel above foundation =1.27 mf = vessel clearance from foundation = 0n = number of brackets = 4Db diameter of bolt circle = 1.65 mHence compressive load,P = [{4 435.2(1.27– 0)}/ (4 3.15)] + [10728/ 4]

= 2857 kg

Presión promedio en el plato:Pav = P / (a B)= 2857 / (14 15)=13.6 Kg/cm2

But f = 0.7 Pav (B2 / T1

2) {a4 / (a4 + B4)}= 0.7 13.6 (152 / T1

2) {144 (144 + 154)}= 997.2 / T12

Therefore T1

2 = 997.2 / 1575= 0.63mmT1 = 0.8 mmUse 6 mm thick plate.b) Web plate:Bending moment of each plate = (19532.25 / 2) {(3.15 – 3) / 2} 100= 73246 kg cmStress at the edge = f = (3 P C) / (T2 h2)= (73246 / 0.707) / (T2 14 14)1575 = 528.58 / T2

Therefore T2 = 0.3356 cm = 3.356 mmT2 may be taken as 4 to 6 mm.

c) Columna SoporteIt is proposed to use a channel section as column.Size – 150 75

Area of cross section = A = 20.88 cm2Modulus of section = Zyy = 19.4 cm2Radius of gyration = ryy = 2.21 cmWeight of section = 16.4 kg/mHeight from foundation = l = 2.25 mEquivalent length for fixed ends = le = l 2 = 2.25 2 = 1.125 mSlenderness ratio = le r = (1.125 100) 2.21 = 51.0Now if the load is acting eccentric on a short column, the maximum combined bending and direct stress is given byf = [W (A n)] + [(W e) (n Z)]= [71861 (20.88 4)] + [(71861 7.5) (4 19.4)]= 7805.73 kg/cm2The permissible compressive stress isf = [W (A n)] [1 + a (le r)2] + [(W e) (n Z)]= [71861 (20.88 4)] [1 + (512 7500)] + [(71861 7.5) (4 19.4)]= 8104.12 kg/cm2The calculated values are less than the permissible compressive stress and hence the channel selected is satisfactory.

d) Base plate for column:The size of column is 150 75. It is assumed that the base plate extends 20 mm on either side of the channel.Width = 0.8 75 + 2 20= 100 mmLength = 0.95 150 + 2 20= 182.5 mmBearing pressure on each plate Pb = P /(B C)= 19532.25 / (10 18.25)= 107.03 kg/cm2

This is less than the permissible bearing pressure for concrete.Stress in the plate = [(107.03 / 2) (202 /102)] / (t2 / 6)= 12.84 / t2 kg/cm2

But f = 1575 kg/cm2

Therefore t2 = (12.84 / 1575) 100 mm2

t = 0.8152 mmIt is usual to select a plate of 4 to 6 mm thickness.

CONDENSADOR:

Diseño: El condensador es un condensador horizontal diseñado para condensar 7652 Kg/Hr vapor de glicerina of 98% at 1 atm de presión y 190C. El medio de enfriamiento utilizado es el agua la cual circula por el interior del tubo a una temperatura de 20C y alcanza una temperatura de salida de 35C.Calor de vaporización de la glicerina λ= 18170 cal./mole

= 18170 4.18 92 J/Kg= 6987.46 KJ/Kg

Cantidad de calor removido del vapor Q = m λ= (7652/3600) 6987.461000= 14852.23 KJ/sec

CANTIDAD DE AGUA A SER RECIRCULADA:(m)W Cp ∆t = (m)G (m)W 4.187(35-20) = 14852.23 KW(m)W = (14852.231000) / (4.18715)(m)W = 236.48 Kg/SecAmount of water required = 236.48 Kg/sec

DIFERENCIA DE TEMPERATURA MEDIA LOGARITMICA:LMTD = ((190-20)-(190-35))/(ln ((190-20)/(190-35)))= (170 - 155 )/ (ln (170/155))= 162.36C

COEFICIENTE TOTAL DE TRANSFERENCIA DE CALOR:Assume U = 600 W/m2kTotal heat transfer area A = Q/(U (∆t)LMTD)

= 14852.23/(600 162.38)= 152.45 m2

Choose tubes of 5/4” O.D.,16 BWG ,length of 16 ft laid on a 25/16” square pitch.Heat transfer area A = 152.45 m2

Number of tubes Nt = 152.45/(× 1.25 × 0.0254 × (4.88-0.05))= 317

From tube count table,For tube O.D. of 5/4" on 25/16" square pitchTEMA P or SNo. of passes = 2Nearest no. of tubes Nt = 310I.D. of shell = 889 mmCorrected heat transfer area = n d L

=310 3.14 0.03175 4.88= 150 m2

Corrected U = (14852.231000)/(150 162.38)= 614 W/m2k

COENFICIENTE DE PELICULA EN EL CASCO

LADO DE CONDENSACION DEL VAPOR:Temperature of vapour coming in = 190ºCAverage temperature of water = (20 + 35 )/2= 27.5ºCWall temperature = (190 + 27.5 )/2

=108.75ºC

Film temperature = (190 + 108.75)/2=149.38ºC

So the property of water are taken at 149ºCviscosity μ = 1.6×103 Ns/m2

Thermal conductivity K = 0.670 W/mºCDensity =1175 Kg/m3

Specific heat Cp = 3.05 KJ/KgºCMass flow rate per unit length = W/(Nt2/3 ×L)

=7652/(3600×3102/3×4.88)=9.568×103 Kg/m sec

Renold’s number Nre = (4×9.568×103)/(1.6×103)= 23.92

Outer film coefficient hc =1.51(K3×2×g /μ2)2/3(Nre1/3)hc =1.51(0.3008×1380625×9.81/2.56×106)2/3(23.921/3)

= 1808.3 W/m2k

COEFICIENTE DE PELICULA EN EL LADO DE LOS TUBOS:Average temperature of water =27.5ºCPhysical properties of water at 27.5ºCSpecific heat Cp 4.18 KJ/KgºCViscosity μ = 0.9×103 Ns/m2

Thermal conductivity K = 0.616 W/mºCPrandtl number Pr = (Cp × μ)/K= 6.41Mass velocity of water = 236.48 Kg/secat = (n××0.0284)/(4×2)

= (310×3.14×0.0284)/8= 0.0492 m2/pass

Gt = mass velocity/at

= 236.48/0.0492= 2806.5 Kg /m2sec

Inside diameter of the tube di = 1.12’= 0.0284 m

NRe = (di × Gt)/μ= (0.0284×4806.5×437)/(0.9×103)= 15192 > 10000

Ditus boltern equation can be usedNu = 0.023 × (NRe)0.8 × (Pr)0.3

= 0.023×151920.8×6.410.3

= 561.17hi = 4518 w/m2k

COEFICIENTE TOTAL DE TRANSFERENCIA DE CALOR CALCULADO:1/Uo = 1/ho + 1/hi×(do/di) +0.000528

= 1/1808.3 + 1/4518×(1.25/1.12) +0.000528= 0.000553+0.000247+0.000528=0.001328

Uo = 753 W/m2kWhich is greater then the corrected UTherefore this value of U is good enough.

CALCULO DE LAS CAIDAS DE PRESION:LADO DE LOS TUBOS:Nre = 15192f = 0.079/(Nre)1/4

= 0.004∆PL=(4fLv2/2gdi)××gvt= Gt/= 4.82m/sec∆PL= (4×0.004×4.88×4.822/2×0.0284)×997=15.920 Kpa∆PC = (2.5/2)××vt2

=14.476 Kpa∆PT = 2(∆PL+∆PC)= 2(15.920+14.476)= 60.8KpaThis is within the permissible limit of a maximum pressure drop of 70Kpa in the tube sideSo this pressure drop is acceptable.

LADO DEL CASCO:Mass flow rate of glycerin =7652/3600=2.13 Kg/secSaturation temperature of vapour Tvap=190ºCClearance C = pitch –O.D.= 25/16”-5/4”= 7.94 mmPitch Pt = 25/16”= 0.04 mas = (I.D)×C×B/Pt

Here I.D.=B=Ds-diameter of shell = 889 mmas = 0.889×0.889×7.94×103/0.04= 0.157 m2

Equivalent diameter De= 4[Pt2-(×do2)/4]/( ×do)= 4[0.042-(3.14×0.031752)/4]/(3.14×0.03175)= 0.0324mGs = 2.13/0.157=13.57 kg/sec m2

At 190ºC vapor viscosity μvap =1.1×105 Ns/m2

(Nre)vap =Gs×De/μvap

=13.57×0.0324×105/1.1= 39970f =1.87(Nre0.2)

=0.225Density of vapour vap= 2.42 Kg/m3

Number of baffles Nb+1=L/Ds

=4.88/0.889=5.5 i.e. 6Therefore Nb =5∆PS =2[(f×(Nb+1)Ds×Gs2×g)/(g×De×vap)]×0.5=(0.225×6×0.889×13.572)/(0.0324×2.42)=3194.4 pa=3.194 KpaThis is also within the permissible limit of a maximum pressure drop of 14 KpaSo this is acceptable.

DISEÑO MECANICO DEL CONDENSADOR:

LADO DEL CASCO:Material : Acero al carbon No. de cascos : 1No. of pasos : 2Fluid : 80 % vapor de glicerinaDiametro interno : 889mmPresión de operación : 0.1 N/mm2

Presión de diseño : 0.11 N/mm2

Temperatura de entrada: 190ºCTemperatura de salida: 190ºCEsfuerzo máximo permisible: 950 Kg/Cm2

TUBE SIDE:Material : Acero inoxidable (IS grade 10)No. de tubos : 310Diametro externo : 31.75 mmLongitud: 4.88 mFluido : waterpitch : 39.69 mm (arreglo cuadrado)Esfuerzo máximo permisible: 10.06 Kg/m2

Presión de operación : 1.033 Kg/cm2

Presión de diseño: 1.55 Kg/cm2

Temperatura de entrada : 20ºCTemperatura de salida: 35ºC

SHELL SIDE:

Espesor del casco:ts = (Pd × DS)/(2SExPd)= (0.11×889)/((2×95×0.85)-0.11)= 0.61 mmPero el espesor mínimo del casco es 6 mm

Por lo tanto con protección por corrosión le sumamos 1/16” (1.6 mm), que bien puede redondearse a 2mm para expresar como espesor nominal. Por lo tanto,Espesor del casco = 8 mm

DIAMETRO DEL ACOPLAMIENTOM = Velocidad másica/sec

= 7652/3600= 2.13 Kg/sec

Density =1175 kg/m3

Asumimos velocidad de 10 m/sec(π×dn2×ρ× v)/4 = M dn2= (2.13×4)/(10×3.14×1175)dn =0.015 m o 15 mm

ESPESOR DE ACOPLAMIENTOe = (Pd×dn)/(2S.E - P)= (0.11×15)/(2×95×0.85-0.11)= 0.10 mmEspesor de acoplamiento mas protección por corrosión y redondeado a un espesor nominal = 5 mm

ESPESOR DEL CABEZALe = (Pd×Rc×W)/(2.S.E)W = (1/4)(3+(Rc/RK)1/2 )Rc - crown radius 80% of shell I.D. = 711.2 mmRK - Knuckle radius 10% of shell I.D.= 88.9 mmW = 1.46e = 0.71 mmPodemos usar el mismo espesor que en el casco = 8 mm

ARREGLO DE LOS BAFFLES O DEFLECTORES:Deflectores transversalesNumero de baffles =5Espaciado entre baffles = Ds = 889 mmEspesor de los baffles = 6 mmAltura del baffle = 0.75 × Ds

= 666 mm