UNIVERSIDAD MAYOR REAL Y PONTIFICIA DEUNIVERSIDAD MAYOR REAL Y PONTIFICIA DE“SAN FRANCISCO XAVIER DE CHUQUISACA”“SAN FRANCISCO XAVIER DE CHUQUISACA”

FACULTAD DE TECNOLOGÍA

Materia:Materia: Laboratorio de Operaciones Unitarias 1I Laboratorio de Operaciones Unitarias 1I

Carrera: Carrera: Ing. Química - Industrial - AlimentosIng. Química - Industrial - Alimentos

Titulo Práctico: Titulo Práctico: Enchaquetados Enchaquetados

Número de Practica: Número de Practica: 88

Universitarios: Universitarios: Bedregal Chávez ClaudiaBedregal Chávez Claudia Reynolds Rico LeslieReynolds Rico Leslie Salas Michel FabiolaSalas Michel Fabiola Saigua Lezano MaríaSaigua Lezano María

Fecha realización: Fecha realización: 06/05/0806/05/08

Fecha de entrega: Fecha de entrega: 13/05/0813/05/08

Sucre - BoliviaSucre - Bolivia

PRACTICA 8

INTERCAMBIADORES DE CALOR TIPO CHAQUETA

I. INTRODUCCION

Recipientes sin agitación. En la literatura se dispone de pocos datos para predecir los coeficientes dentro de una chaqueta o entre la chaqueta y un líquido contenido en un recipiente cilíndrico verticales el que no se cuenta con agitación mecánica. Durante el calentamiento, el fenómeno de mezcla depende de la convección libre, la que no ha sido correlacionada más que en el Cap. 10. Los coeficientes para calentamiento en convección libre pueden aproximarse para recipientes de gran diámetro

PROCESOS DE TRANSFERENCIA DE CALOR

No se dispone de datos consistentes para el enfriamiento por convección libre, aun cuando los coeficientes indudablemente serán menores. Colburn’ ha tabulado los resultados de cierto número de estudios de lo cual se pueden sacar algunas amplias generalizaciones. Para la transferencia de calor de vapor de agua condensada en una chaqueta a agua hirviendo dentro del recipiente, el coeficiente total limpio es de cerca de 250 Btu/(h)(pie2)( “F) para recipientes de cobre y 175 para recipientes de acero. La diferencia se debe a las conductividades y espesor estructural equivalente de los dos metales, respectivamente.Los mismos coeficientes pueden también esperarse para la ebullición de soluciones acuosas diluidas. Para el calentamiento o enfriamiento de agua a agua, un coeficiente total de 100 Btu/ ONpiW”F)Parece ser razonable siempre y cuando ninguna de las corrientes se refrigere. Para soluciones acuosas cuyas propiedades no difieran grandemente de aquellas del agua pura, los coeficientes tal vez sean entre 75 y 80. Para el calentamiento o enfriamiento de hidrocarburos no viscosos, el coeficiente total deberá reducirse a cerca de 50. Para aquellos fluidos clasificados como compuestos orgánicos medios en la Tabla 8, el rango más probable de los coeficientes es de 10 a 20. La chaqueta de un recipiente puede tener defectores helicoidales para asegurar una circulación positiva.Un coeficiente de transferencia de calor seleccionado de los grupos anteriores no puede incorporarse a la ecuación de Fourier Q = UA At excepto cuando el recipiente opere a régimen constante. Un recipiente enchaquetado puede adaptarse para operaciones de régimen constante cuando la entrada y salida de materiales sea constante. Ya que los recipientes enchaquetados son fundamentalmente aparatos para procesar lotes, la diferencia de temperatura durante el proceso de calentamiento o enfriamiento no es constante. El coeficiente debe, por lo tanto, sustituirse en una ecuación de estado inestable apropiada, que toman en consideración el tiempo requerido para cambiar la temperatura del lote y emplean una diferencia de temperatura que varía con el tiempo.Recipientes con agitación mecánica. Chilton, Drew y Jebens,’ han publicado una excelente correlación tanta para recipientes enchaquetados como para serpentines, ya sea para proceso de lotes o en condiciones de régimen constante empleando el factor j de Sieder

Tate para transferencia de calor y un número de Reynolds modif. cado para agitación mecánica. Emplearon un agitador plano. Aunque la mayoría del trabajo se efectúo en recipientes de un pie de diámetro, se obtuvieron comprobaciones en recipientes cuyo tamaño era cinco veces el usado experimentalmente. Las desviaciones en las corridas efectuadas con agua fueron las más altas de todos los fluidos que se probaron, que incluyeron aceites lubricantes y glicerina, y que en algunos casos se desviaron 17.5%. Mack y Uh13 han presentado y discutido aplicaciones adicionales de este método, así como su cálculo. Para recipientes enchaquetados se- encontró que la correlación mantiene su validez hasta el punto en que la velocidad del agitador es tal que introduce aire en el líquido. Para el agua, este punto corresponde a una velocidad del agitador de 200 rpm, y para otros líquidos la velocidad fue mayor. En la Fig. 20.1 se muestra un recipiente enchaquetado estándar. Consiste de un recipiente y su chaqueta y los medios apropiados para circular el líquido dentro de ia chaqueta y un agitador de aspas planas. Recipiente enchaquetado Las dimensiones esenciales para el calculo son, altura de la porción húmeda del recipiente z, diámetro del recipiente Di, longitud de la paleta del agitador L, y la altura desde el fondo de la paleta hasta el fondo del recipiente B. Los estudios hechos por White y colaboradores’ indican que los requerimientos de potencia pueden determinarse como una función del número de Reynolds modificado, Re, = LWp/p, donde L es la longitud en pies de la paleta, N el número de revoluciones por hora, p de la densidad promedio, y p la viscosidad del líquido. Chilton, Drew, y Jebens han empleado el mismo número de Reynolds para la transferencia de calor.

II. FUNDAMENTO TEORICO

Balance General (Método 1)Sistema: Volumen de agua

E-S+G = A

q1 + q2 - q3 = m*Cp*dt/dΦ

Asumimos hi

hi= 1500 BTU/hrft2ºFh= 5 BTU/hrft2ºF

Cálculo de h0

Balance General (Método 2)

entrada – salida = acumulación + generaciónentrada = acumulación

III. OBJETIVOS

OBJETIVO GENERAL:

Determinación en forma experimental y teórica el perfil de temperaturas para calentamiento dentro de la chaqueta.

OBJETIVOS ESPECIFICOS:

Calculo de ho

Medición de las temperaturas del vapor y del agua con una variación de tiempo de 30 segundos.

Medición de las propiedades geométricas del sistema. Calcular y compara el error en las temperaturas mediante 2 métodos distintos

buscando obtener un error menor al 10%.

IV. DESCRIPCION DE LA PRÁCTICA

Procedimos primeramente a encender el caldero (dejamos la llave abierta de la pila de manera que el caldero se llenó de agua rápidamente hasta el tope de su capacidad por lo que rebalso, donde pudimos observar que es muy necesario considerar el coeficiente de ensuciamiento ya que el agua desalojada del caldero estaba sucia) Después de este incidente terminamos de armar el equipo respectivamente.

Medimos las temperaturas del vapor, del agua, del condensado (cada 30 seg.) Medimos los diámetros, el espesor de la pared, la altura del agua, las rps y la

longitud del sistema. Medición del volumen de agua en el tanque y la temperatura de la pared con la

termocupla respectivamente Medimos la temperatura inicial del agua y la temperatura ambiente.

V. EQUIPO Y MATERIAL UTILIZADO

Calentador de tubos de humo Intercambiador Tubería de acero Termocupla Multímetro Cronometro Agua Agitador Chaqueta Aluminio de espesor 2mm Termómetro de mercurio Flexómetro

VI. ESQUEMA DE LA PRÁCTICA

VII. TABULACION DE DATOS

t (s) t(h) T(ºC) T(ºF)0 0 18 64.4

30 0.00833333 20 6860 0.01666667 26 78.890 0.025 32 89.6

120 0.03333333 39 102.2150 0.04166667 46 114.8180 0.05 52 125.6210 0.05833333 60 140240 0.06666667 69 156.2270 0.075 76 168.8300 0.08333333 79.5 175.1330 0.09166667 83 181.4360 0.1 86 186.8390 0.10833333 87 188.6420 0.11666667 88 190.4450 0.125 89 192.2

hi ha z (ft) Dj (ft) di (ft) N (rev/h) Kal Tv (ºF) Ti (ºF) e (ft) L (ft) m (lb)1500 5 0.4125 0.2475 0.241 1884.82 132 196.7 64.4 3.30E-03 0.5214 1.22352381

Propiedades del Fluido

(lb/ft3)(lb/fth) Cp (Btu/lbºF) K (Btu/hftºF)

61.652 1.3101 1 0.37464

VIII. TABULACION DE RESULTADOS

1º Metodo

U1 U2 A1 A2 V (ft3)

463.22 467.248131 0.32073773 0.04811066 0.01984565

T(ºF) Tanal (ºF) e

64.40 64.40 - 68.00 155.37 56.23 78.80 183.70 57.10 89.60 192.52 53.46 102.20 195.27 47.66 114.80 196.13 41.47 125.60 196.39 36.05 140.00 196.48 28.74 156.20 196.50 20.51 168.80 196.51 14.10 175.10 196.51 10.90 181.40 196.51 7.69 186.80 196.51 4.94 188.60 196.51 4.03 190.40 196.51 3.11 192.20 196.51 2.20

2º Metodo

ho hi Uc hd Ud m (lb) A1 Tv (ºF) Ti (ºF)1668.37 1500 789.8556671 200 200.0012661 1.223523812 0.320738 196.7 64.4

T(ºF) Tanal (ºF) e(%)

64.40 64.40 - 68.00 111.23 38.87 78.80 141.48 44.30 89.60 161.03 44.36 102.20 173.66 41.15 114.80 181.81 36.86 125.60 187.08 32.86 140.00 190.49 26.50 156.20 192.69 18.94 168.80 194.11 13.04 175.10 195.02 10.22 181.40 195.62 7.27 186.80 196.00 4.69 188.60 196.25 3.90 190.40 196.41 3.06 192.20 196.51 2.19

IX. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

Bedregal Chávez ClaudiaBedregal Chávez Claudia

Reynolds Rico LeslieReynolds Rico LeslieSalas Michel FabiolaSalas Michel FabiolaSaigua Lezano MaríaSaigua Lezano MaríaEn este experimento se pudo observar una mayor aproximación al valor verdadero por el segundo método de análisis. Este es un claro ejemplo de que al hacer el análisis es mejor tomar un enfoque mas simplificado que uno muy complejo (como en el primer método). Un factor importante que es necesario recalcar es que el factor de ensuciamiento asumido en el método 0.005 es solamente útil para tuberías gruesas de acero, para el enchaquetado es necesario utilizar otro factor de ensuciamiento, por un método de prueba y error observamos que se obtenían mejores resultados con un factor de 0.0133, entonces se hace notar que es importante utilizar el factor adecuado para cada situación.Se puede apreciar un error muy grande en el primer método, pero esto es posible que sea debido al calculo de hv que en tuberías es 1500 pero puede ser que el flujo del enchaquetado nos de un hv menor y por esta razón se presenta un error grande en este caso.