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NS AUTONOMA DE M EXxICO ETS ae ESCUELA NACIONAL DE ESTUDIOS PROFESIONALES
CAMPUS ARAGON
DISENO TERMICO Y MECANICO DE UN CAMBIADOR DE CALOR NAFTA - AGUA HELADA PARA
LA REFINERIA FCO. |. MADERO
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T E S | S
QUE PARA OBTENER EL TITULO DE
INGENIERO MECANICO ELECTRICO
P R E S$ E N T A
KURT FEDERICO |LING GOMEZ
ASESOR: ING. SERGIO ANGELES CRAVIOTO
MEXICO, D-F. 2000
UNAM – Dirección General de Bibliotecas
Tesis Digitales
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UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO CAMPUS ARAGON
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SECRETARIA ACADEMICA an X ee i ty
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PACED TAD VA f OYAL Adega di Mas:
a IVAN MUNO Jef
Presente.
En atencién a la solicitud de fecha 5 de septiembre del afio en curso, por
la que se comunica que el alumno KURT FEDERICO LING GOMEZ , de la
carrera de Ingeniero Mecdnico Electricista, ha conciuido su trabajo de
investigacién intitulado “DISENO TERMICO Y MECANICO DE UN INTERCAMBIADOR DE CALOR NAFTA - AGUA HELADA, PARA LA
REFINERIA FCO. 1. MADERO, EN CD. MADERO, TAMAULIPAS”, y como el mismo ha sido revisado y aprobado por usted, se autoriza su
impresién; asf como la iniciacién de los tramites correspondientes para la
celebracién del Examen Profesional.
Sin otro particular, reitero a usted las seguridades de mi atenta
consideracién.
nte .
“POR Mi EL ESPIRITU”
San Juan de Aragén, Méxicg, & dé septiembre dei 2000
EL SECRI RIO _-
Lic. ALBERTO IBARRA ROSAS
Cp Asesor de Tesis.
Cop Interesado.
|
A mis padres por brindarme todo su apoyo y su tiempo para lograr que esto fuera una realidad.
A la persona mas especial que ha formado parte de mi vida por haberme ensefiado de lo que soy capaz, por haberme apoyado y ayudado a lograr esta y muchas otras metas.
j|GRACIAS!
A todas y cada una de las personas que han formado parte de mi vida y que de una u otra forma ayudaron para que esto fuese posible.
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CONTENIDO
CAPITULO! INTRODUCCION
1.1 Antecedentes
1.2 Descripcion del proceso
1.3 Capacidad del equipo
1.4 Caracteristicas del flujo de nafta
1.5 Caracteristicas del flujo de agua helada
1.6 Localizacién
1.7 Especificaciones del equipo
1.8 Normas cédigos y especificaciones
CAPITULO Il GENERALIDADES
2.1 Tipos de cambiadores de calor
2.2 Tipos de tapas
2.3 Boquillas en cambiadores de calor
2.4 Materiales en cambiadores de calor
2.5 Soldadura en cambiadores de calor
2.6 Definicidn de conceptos
CAPITULO IIl_ DISENO TERMICO
3.1 Capacidad del equipo
3.2 Caracteristicas del flujo de nafta
3.3 Caracteristicas del flujo de agua
3.4 Seleccién del paso de fluidos lado coraza y lado tubos
3.5 Arregio del intercambiador
3.6 Balance de calor
3.7 Calculo de ATcorr
3.8 Numero de pasos por carcaza y por los tubos
3.9 Temperaturas caldricas
bP Won
NY - = =
12
16
18
21
24
25
25
26
26
27
28
29
29
3.10
3.11
3.12
3.13
3.14
3.15
3.16
3.17
3.18
3.19
3.20
Propiedades fisicas corregidas a temperaturas caloricas
Seleccién del arreglo de los tubos y del pitch
Seleccién del coeficiente de transferencia de calor
Caiculo del area de transferencia de calor,
Dimensionamiento del cambiador de calor
CAalculo del! coeficiente de transferencia de calor
CAlculo de! factor de correccién por viscosidad
CAlculo de! area de transferencia de calor
Calculo del area del cambiador
Comparacion de areas
Calculo de las caidas de presién
CAPITULO IV DISENO MECANICO
4.1
4.2
4.3
4.4
4.5
4.6
4.7
4.8
4.9
4.10
4.11
4.12
4.13
4.14
4.15
Tubos
Coraza
Cabezal fijo
Cabezal flotante
Tapas
Placa de division
Empaques
Bridas y cuelio de boquillas
Espejos
Mamparas
Placa de choque
Tensores y espaciadores
Orificios Especiales
Silletas
Pruebas realizas a cambiadores de calor
30
30
31
32
33
37
44
47
47
48
48
53
55
58
60
62
66
66
68
73
85
87
87
88
89
102
CAPITULO V ANALISIS ECONOMICO
5.1 Costo total del equipo
5.2 Costos del proceso
5.3 Rentabilidad de la nafta
5.4 Valor presente, anualidades y amortizacion
5.5 Tabla de amortizacién
CONCLUSIONES
ANEXOA Graficas
ANEXO B Figuras
ANEXOC Tablas
BIBLIOGRAFIA
105
110
412
113
116
118
CAPITULO | INTRODUCCION
4.1 ANTECEDENTES
En la refineria Feo. | Madero se construyé la planta “CH” llamada unidad de preparacion de alimentacion a la planta de butadieno, con la finalidad de procesar una alimentaci6n combinada de gases y nafta sin estabilizar, y que mediante una
corriente de nafta debutanizada y un aceite de absorcidn enfriados a 15°C e introducidos en el domo de la torre CH-T3 permiten recuperar 95% del propano y todos los componentes mas pesados de! butano.
Inicialmente ja corriente de nafta debutanizada era enfriada con un sistema
de refrigeracién basado en freén 12, pero debido a problemas operativos en el manejo de jos compresores el sistema de enfriamiento dejo de operar.
Actualmente el sistema de refrigeracidn no existe, permitiendo pérdidas considerables de licuables a la red de gas combustible.
Para absorber los licuables en la torre CH-T3, se requiere la instalacién de un paquete de refrigeraci6n que permita recuperar en promedio 1290 B/D de
licuables.
1.2 DESCRIPCION DEL PROCESO
La planta “CH” requiere la instalacién de un sistema de refrigeraci6n para producir agua helada. El agua helada sera llevada a un cambiador de calor, para enfriar nafta debutanizada y luego retornara al evaporador para ser enfriada nuevamente, como se muestra en el diagrama de flujo de la figura 1.
La corriente de nafta enfriada se conducira a la parte superior de la torre
de absorcidn CH-T3 donde condensara los vapores de propanas y butanaos.
Actualmente dentro de la refineria se tiene la experiencia con sistemas similares operando satisfactoriamente dentro de la refineria.
1.3 CAPACIDAD DEL EQUIPO
El cambiador de calor sera disefado para absorber la carga térmica que se originan en el proceso de transferencia de calor, al enfriar un flujo de 28134 B/D de nafta desde una temperatura de 48.9°C hasta 15°C.
El equipo debera disefiarse para ser instalado a la intemperie y en un ambiente altamente corrosivo.
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1.4 CARACTERISTICAS DEL FLUJO DE NAFTA
Flujo 292987 .54 Ib / Hr (28,134 B/D)
Densidad 44.4681 Ib / ft
Calor Especifico 0.4534 BTU / lb °F
Viscosidad 0.4365 centipoises
°API 70°
Temp. de entrada 420.00 °F (48.9 °C)
Temp. de salida 59 °F (15 °C)
4.4.1 Composicion del Producto (NAFTA)
COMPONENTE FRACCION en MOL.
Propano 0.0001
i-Butano 0.0065
i-Butano 0.0026
n-Butano 0.0288
TR2-Buteno 0.0032
CIS2-Butens 0.0027
41-Butano 0.0044
4 ,3-Butadieno 0.0008
i-Pentano 0.1473
n-Pentano 0.2117
CiS2-Pentano 0.0591
n-Hexano 0.0058
n-Heptano 0.0223
n-Octano 0.0233
n-Nonano 0.0029
n-Decano 0.0029
Pesados 0.4756
4.5 CARACTERISTICAS DEL FLUJO DE AGUA HELADA
Densidad 62.2659 Ib / ff
Calor Especifico 41 BTU / Ib °F
Viscosidad 4.308 centipoises
°API 10°
Temp. de entrada 39.2 °F (4°C)
Temp. de salida 53.6 °F (12°C)
Ww
APIO |
CAPITULO Il GENERALIDADES
2.1 CAMBIADORES DE CALOR
2.1.1 Cambiador de Calor.
Se llama Cambiador de calor al dispositive cuyo propdsito principal es transferir el calor entre dos fluidos.
2.1.2 Tipos de Cambiadores de Calor.
Existen diferentes tipos de cambiadores de calor recibiendo un nombre distinto segun la funcién que cumpian, siendo los mas conocidos:
Condensadores. Son enfriadores, cuyo prapdsito primario es remover calor latente,
en lugar de calor sensible.
Enfriadores. Son los usados para enfriar fluidos de proceso, principalmente, usando el agua como el fluido de enfriamiento.
Calentadores. Son los usados para calentar fluidos de proceso, principalmente, usando vapor como fluido de calentamiento, aunque en ocasiones se usa aceite
caliente de circulacion.
Rehervidores. Son los usados para suministrar el calor requerido por el proceso de
destilacién en forma de calor latente. El medio de calentamiento puede ser vapor o un
fluido de procesamiento caliente.
Evaporadores. Son los empleados para ia concentracion de una solucion en la que el
solvente es agua.
Vaporizadores. Son los empleados para la concentracién de una solucion en ta que
el solvente puede ser cualquier fluido excepto agua.
2.1.3 Partes Principales de un Cambiador de Calor
Cabezal. Se denomina con el nombre de cabezales a las piezas adyacenies a los
espejos por donde se alimenta, se extrae y se puede hacer retornar el fluido que
circula dentro de los tubos. Los cabezales estan constituidos principalmente por dos
partes, la canal y la cubierta.
Canal. Pared lateral cilindrica de los cabezales de un cambiador de calor.
Cubierta. Generalmente esta construida por una placa circular metalica, cuya funcion es
cerrar los cabezales. Cuando la cubierta y la canal son una sola pieza continua ei
cabezal recibe el nombre de “Bonete’.
Envolvente. Tubo metalico que contiene en su interior el haz de tubos.
Espejos. Placas circulares metalicas en las cuales se insertan los extremos de los tubos.
Mamparas.
Placas metalicas colocadas longitudinalmente o transversalmente entre los tubos. Las mamparas longitudinales tienen por funcion dividir el flujo en la carcaza, y las transversales ocasionan turbulencias para mejorar el coeficiente de transferencia
de calor. Las mamparas transversales pueden ser basicamente de dos tipos:
segmentales y de rosca.
2.1.4 Clasificaci6n General del Codigo TEMA
La clasificacién de los cambiadores de calor de acuerdo al Codigo “TEMA” es
la siguiente:
Clase R. Son los cambiadores de calor que estaran sometidos a requisitos severos de la industria del petrdleo o de otros procesos similares. Los equipos fabricados de acuerdo a esta clase, se disefian para dar durabilidad y seguridad dentro de las
condiciones de servicio riguroso y mantenimiento normal, propios de estas
aplicaciones.
Clase C. Son los cambiadores de calor que estan sometidos a requisitos moderados de las pracesos comerciales y generales, exceptuando procesos quimicos. Los equipos fabricados de acuerdo a esta clase, estan disefiados para brindar maxima
economia y un tamafio compacto, compatible con los requisitos de seguridad y
servicio de estas aplicaciones.
Clase B. Son ios cambiadores de calor que estan sometidos unicamente a requisitos
de las condiciones de servicio de los procesos quimicos. Los equipos fabricados, de
acuerdo a esta clase, estan disefiados para maxima economia y tamafo compacto,
compatibles con los requisitos de seguridad y servicio de estas aplicaciones.
ca del CdIgo TEMA
gs de acuerdo
TEMA es
cteristicas del
sificacion Especifi
letras para \os 245 Cla con las cara’
por medio de
E| TEMA clasific
envoivente ¥ tos canales.
diferentes envoiventes Y mo frontal del
A, B,C 0 D designa ai canal del exire
ambiador. a) Una de lias letras nvowvente del ¢
al del extremo cambiador.
p) Una de las letras E. F,G,H,J° K designa al €
¢) Una de ias letras L, Mah 5,7, U9 W designa al can
posterior del cambiader. se describen a
Existen cuatro tipos de cambiadores principales
los cuales
continuacion:
Es el tipo mas econd'
ador de Espejos Fijos.
dad de fugas © ‘én de los tubos 4 los espelos,
S termo-mecanico
presenta ma iere junta de expansion
para reducciO
eder de 150 psi para juntas estandar,
ue el espesor requeride por \a junta
aq oivente No puede ser inspeccionado
y
imi r lo que solo se pueden
Solamente tiene
a) Cambi
mico.
o por rotura de un tubo.
g entre los qubos Y el
n de esfuerzos, la
posibil
o de 600 psi para jun
reduce |a .
solamente Se puede limpiar por me
manejar fluidos limpios en este lado
b) Cambiador de Cabezal Flotante Interior. Elimina pra
cticamente jos esfuerZzos
envolvente. 1 naz de twos es removible
para limpieza ¥
j ilidad de falla del empaque
del cabezal
las resiones ¥
antre ‘os tubos y él
na desventaja, as la posibil
de los fuidos Y 9 en el lado de 10s
mantenimiento.
flotante, dependien
do de la reactivida'
t lamente un pas'
ala conexion de salida 0 bien,
temperaturas de operacion.
qubos Se requiere junta de expansi
estopero para nacer sello, lo que re al tipo de cabezal flotante
Jos tubos presenta mayor
ente las tubos perifericos del haz
Este tipo de cambiador &s muy
dificultad de ados en caso de reparacion.
i a substituir a\ de espejos fijos con
mas de jimpieza ques Y
El empaque es
nte Exterior. . El estopero puede
d) Cambiador de Cabezal Flota
naz de tubos eS e.
xiste la posibilidad de fuga. No se
accesible por el
disefarse ara 600 psi, P i
debe emplear pa i muy inflamabies
.
FIGURA 2.1 TIPOS DE INTERCAMBIADORES DE CALOR
DE ENVOLVENTE Y HAZ DE TUBOS
TIPO DE CABEZAL EXTREMO FRONTAL
TIPO DE ENVOLVENTE TIPO DE CABEZAL EXTREMO POSTERIOR
Fi !
Un paso por envolvente 24
Espejo fijo semejante al “A" cabezal
Ce q@)
Tee
i
E L estacionario
Canal y Cubierta removible
we i = 5S
XG i Dos pasos por el envoivente con Espejo fijo semejante al “B” cabezal i estacionario 3 gu F mampara longitudinal M
Bonete (Cubierta Integral) ay
Rehervidor tipo “KETTLE
way N Espejo fijo semejante al “N" cabezal
Canal integral con espejo y cubierta Flujo dividido (Spit Flow) estacionario removibie
E 2 H P Doble flujo dividido Cabezal flotante empacado
Canal Integral con espeyo y cubrerta exteriormente
removible
| 3 me +
Le J —| ' s
1 . Flujo dividide (Divided Flow) Cabezal Flotante con aniilo dividido Especial para Alta Presion
«| pol aD || PR
Cabezal Fiotante Fiujo Cruzado Tubos en U
W = o aed “e, Espejo flotante sellado externamente
2.2 TIPOS DE TAPAS
Para cerrar cambiadores cilindricos existen varios tipos de tapas, entre las cuales se tienen: Tapas planas, planas con ceja, unicamente abombadas, abombadas con ceja invertida, toriesféricas, serielipticas, semiesféricas, tapas 80-10, tapas cénicas, tapas toricénicas, etc. (Figura 2.2)
2.2.1 Tapas Planas
Se utilizan para cerrar recipientes sujetos a presién atmosférica, aunque en algunos casos se usan también en recipientes a presién. Su costo entre las tapas es el mas bajo.
2.2.2 Tapas Planas con Ceja
Al igual que las anteriores, se utilizan generalmente para presiones
atmosféricas, su costo también es relativamente bajo, y tienen un limite dimensional de 6 metros de diametro.
2.2.3 Tapas Unicamente Abombadas
Son empleadas en recipientes a presion manométrica relativamente baja, su costo puede considerarse bajo, sin embargo, si se usan para soportar presiones relativamente altas, sera necesario analizar la concentracién de esfuerzos generada al efectuar un cambio brusco de direccién.
2.2.4 Tapas Abombadas con Ceja Invertida
Su uso es limitado debido a su dificil fabricacion, por lo que su costo es aito, siendo empleadas solamente en casos especiales.
2.2.5 Tapas Toriesféricas
Son las que mayor aceptacién tienen en la industria, debido a su bajo costo y
a que soportan altas presiones mandémetricas, su caracteristica principal es que el
radio de abombado es aproximadamente igual al diametro. Se pueden fabricar en
diametros desde 0.3 hasta 6 metros.
2.2.6 Tapas Semielipticas
Son empleadas cuando el espesor calculado de una tapa toriesférica es relativamente alto, ya que las tapas semiclipticas soportan mayores presiones que las toriesféricas. El proceso de fabricacién en México solo permite diametros de hasta 3
metros.
2.2.7 Tapas Semiesféricas
Utilizadas exciusivamente para soportar presiones criticas. Como su nombre lo indica, su silueta describe una media circunferencia perfecta, su costo es alto y no
hay limite dimensional para su fabricacion.
2.2.8 Tapas 80 - 10
Ya que en México no se cuenta con prensas lo suficientemente grandes para troquelar tapas semielipticas 2:1 de dimensiones relativamente grandes hemos optado por fabricar este tipo de tapas, cuyas caracteristicas principales son: el radio de abombado es el 80% del diametra; y el radio de esquina es igual al 10% del diametro. Estas tapas las usamos como equivalentes a la semieliptica relacion 2:1.
2.2.9 Tapas Conicas
Se utilizan generalmente en fondos donde pudiese haber acumulacién de sdlidos. No hay limite en cuanto a dimensionamiento para su fabricacion y su unica limitacién consiste en gue el Angulo del vértice no debera ser mayor de 60°.
2.2.10 Tapas Toricénicas
A diferencia de las tapas cénicas, este tipo tiene en su diametro mayor un radio
de transicién que no debera ser menor del 6% dei diametro mayor o 3 veces el
espesor. Tienen las mismas restricciones que la tapa conica a excepcion de que en
México no se pueden fabricar con un diametro mayor de 6 metros.
10
TIPOS DE TAPAS FIGURA 2.2
f oR
7
Toriesférica
) { er
Abombada con Ceja Invertida
Unicamente
Abornbada
Abombada con Ceja Plana
2.3 BOQUILLAS EN CAMBIADORES DE CALOR
Todos los cambiadores deberan estar provistos de boquillas y conexiones de entrada y salida tanto det fluido a enfriar como para el fluido enfriador, venteo y drene. A continuaci6n se enlistan algunas boquillas que se deben instalar en los cambiadores de calor:
a) Entrada del fluido caliente b) Entrada del fluido frio Cc) Salida dei fluido caliente
~ d) Salida del fluido frio e) Dren f) Venteo
En concordancia con el cddigo ASME Seccién Vill Divisién 1, todas las boquillas mayores de 3” de diametro, instaladas en cambiadores de calor, deberan tener una placa de refuerzo en ja union del cuello de la boquilla con el recipiente. Es recomendable también reforzar las boquillas de 3 pulgadas.
Todas las placas de refuerzo de boquillas de 12 pulgadas y menores deberan de llevar un barreno de prueba de 1/4” de diametro con cuerda NPT, las placas de refuerzo para boquillas de 14” o mayores llevaran dos de estos barrenos.
Al instalar una boguilla, es necesario hacer un agujero en el cuerpo o tapa que se vaya a instalar. Al hacer este agujero estamos quitando area, lo que provocara una concentracioén de esfuerzos en los limites del agujero. Para evitar fallas en ia periferia del agujero, es necesario reponer e| material removido, colocando material
de compensacion.
2.3.1 Espesores de los Cuellos de fas Boquillas
Los espesores de los cuellos de las boquillas deberan ser determinados en
base a:
4. Presién interna. Generalmente el espesor del cuello de una boquilla calculado para soportar presién interna, resulta muy pequefio debido al diametro tan reducido que ellas tienen en comparacién con el diametro dei recipiente.
2. Tolerancia por corrosién. La corrosién es uno de los factores decisivos para seleccionar las cédulas de los cuellos de las boquillas, ya que los espesores de los cuellos de tubos de diametro pequefio son muy reducidos y Unicamente la corrosién puede acabar con ellos.
3. Fuerzas y momentos externos e internos. Es muy importante, al disefar cambiadores de calor, analizar los arregios de tuberias para hacer recomendaciones a los responsables de este departamento respecto a que las tuberias no deberan transmitir grandes fuerzas y momentos a nuestros
cambiadores.
2.3.2 Seleccién de Bridas para Boquillas
Se recomienda que las boquillas de 1 1/4” de diadmetro y menores, sean
instaladas por medio de copies roscados de 3000 y 6000 lb/in?, Las boquillas de 1
1/2” y mayores, deberan ser bridadas.
De acuerdo a la forma de unir las bridas a los cuellos de las boquillas, existen
los siguientes tipos de bridas (Figura 2.3):
2.3.2.1 Brida de Cuello Soldable (Welding Neck).
Se distinguen de las demas por su cono largo y por su cambio gradual de
espesor en la regién de la soldadura que las une al tubo. El cono largo suministra un
refuerzo importante a la brida desde el punto de vista de resistencia. La ligera
transicion desde el espesor de la brida hasta el espesor de la pared del tubo,
efectuada por el cono de la brida, es extremadamente benéfica bajo los efectos de
flexion repetida, causada por la expansi6n de la linea u otras fuerzas variables y
produce una resistencia de duracién equivalente a la de una union soldada entre
tubos.
Por lo anterior, este tipo de brida se prefiere para todas las condiciones
severas de trabajo, ya sea que esto resulte de altas presiones o de temperaturas
elevadas o menores de cero, ya sea también para condiciones de carga que sean
substancialmente constantes 0 que fluctuen entre limites amplios. Las bridas de cuello
soidable se recomiendan para e! manejo de fluidos explosivos, inflamables o
costosos, donde una falla puede ser acompafiada de desastrosas consecuencias.
2.3.2.2 Bridas Deslizables. (SLIP-ON)
Estas bridas se prefieren sobre las de cuello soldable, debido a su costo mas
bajo, a la menor precision requerida al cortar los tubos a {a medida, a la mayor
facilidad de alineamiento en el ensamble ya que su costo de instalacion final es menor
que las bridas de cuello soldable. Su resistencia calculada bajo presién interna, es del
orden de 2/3 de las anteriores y su vida bajo condiciones de fatiga es
aproximadamente 1/3 de las ultimas
Por estas razones las bridas deslizables en presiones de 1,500 Ib/in? existen
solamente en diametros de 1/2" a 2-1/2", y no existen en presiones de 2,500 Ipfin’. El
manual de construccién de calderas ASME, limita su uso a 4" de diametro
2.3.2.3 Bridas de Traslape. (Lap-Joint)
Generaimente se instalan en tuberias de acero inoxidable o aleaciones especiales, siempre que utilicemos este tipo de brida, debemos acompafarla de un extremo adaptador (stub-end) También usaremos este tipo de bridas traslapadas cuando las tuberias no son paralelas a jos ejes de los recipientes
' 2.3.2.4 Bridas Roscadas. (Threaded)
Se usan para unir tuberias dificiles de soldar, como aluminio, PVC, etc, se recomienda usarlas en diametros menores de 6°. Las bridas roscadas son inconvenientes para condiciones que involucren temperaturas o esfuerzos de flexién de cualquier magnitud. particularmente bajo condiciones ciclicas donde puede haber fugas a través de las cuerdas en pocos ciclos de esfuerzos o calentamiento
2.3.2.5 Bridas de Enchufe Soldable. (Socket Welding)
Cuande se manejan fluidos téxicos, altamente explosives, muy corrosivos o aquellos que ai existir fugas provocarian gran riesgo, debemos usar bridas de este tipo También es recomendable usarlas en tuberias que trabajan a muy altas presiones.
2.3.2.6 Bridas Ciegas. (Blind)
Se usan para cerrar los extremos de boquillas, tuberias y valvulas Desde el punto de vista de presién interna y fuerzas ejercidas sobre los pernos, estas bridas, principalmente en tamarios grandes, son las que estan sujetas a esfuerzos mayores. Al instalar las bridas ciegas debe tomarse en consideracion la temperatura y el golpe
de ariete, si existiera.
2.3.2.7 Bridas Especiales.
Cuando una brida no corresponde a los tipos antes mencionados, le llamamos brida especial. Su uso es muy comun en cambiadores de calor, cuyos diametros no
corresponden generalmente a los estandarizados de bridas.
2.3.3 Tipos de Caras de Bridas
De acuerdo con la presidén y filuido que se maneje, debemos seleccionar el tipo
de cara que tendran las bridas que instalaremos en recipientes a presiOn. Los tipos de
cara de bridas mas comunes son:
2.3.3.1 Bridas de Cara Plana (Flat Face)
Se usan generaimente para bajas presiones y cuando la brida sera recubierta
con algun material como hule, vidrio, etc.
2.3.3.2 Bridas de Cara Realzada (Raised Face)
Son las de uso mas comun, en cambiadores de calor, ya que el realce nos ayuda a tener un buen sello entre caras
2.3.3.3 Bridas de Cara Machihembrada (Male and Female) Bridas de Ranura y Lengteta (Tongue and Groove) Bridas de Junta de Anillo (Ring Joint)
Estos tres ultimos tipos de bridas las usamos en recipientes y tuberias que manejan fluidos toxicos, explosives y peligrosos en general. donde las fugas del fluido manejado representan grandes riesgos.
Al instalar estos tipos de bridas en recipientes, se recomienda unir la brida “hembra” al recipiente y ia "macho" a la tuberia.
FIGURA 2.3 TIPOS DE BRIDAS
ar
Deslizable Cuello Soldabie De Unién
Roscada Ciega Tipo Enchufe
At.
5 ie > cd
Especial De Orificio
2.4 MATERIALES EN CAMBIADORES DE CALOR
En la etapa de disefio mecanico, la seleccién de los materiales de construccién es de relevante importancia, para io cual necesitamos definir una secuencia iégica en
la seleccién de éstos. Cabe hacer la aclaracién que éste es un tema muy amplio y complejo por lo cual sera dificil llegar a dar recetas para la seleccién adecuada de los materiales a usar, en cambiadores de calor.
2.4.1 Materiales mas Comunes
El Cédigo ASME indica !a forma de suministro de ios materiales mas utilizados, la cual va implicita en su especificacion. A continuacion se dan algunos ejempios de materiales, su especificacion y forma de suministro. :
Entre los materiales mas comunmente usados en la fabricacién de cambiadores de calor, esta principalmente el acero ai carbén, y algunas aleaciones especiales como:
Aceros especiales austeniticos y ferriticos
Titanio Incoloy
Zirconio Hastelloy
Hafnio Monel
Tantalo Inconel}
TABLA 2.4 MATERIALES MAS COMUNES EN LA FABRICACION
DE INTERCAMBIADORES DE CALOR
PLACA
Especificacion SA-515-70 SA-516-70 SA-36
Composicién C-Si C-Si C-Si Nominai Esfuerzo de 38 37 36 cedencia KPSI
Esfuerzo Ultimo 70 70 58 KPSI
Esfuerzo de disefio 17.5 17.5 12.7 KPSi (-20 a 650 °F)
FORJA
Especificacion SA-105 SA-181 SA-266-I]
Composicién C-Si C-Si C-Si Nominal Esfuerzo de 36 36 35 cedencia KPSI
Esfuerzo Ultimo 70 70 70 KPS] Esfuerzo de disefio 17.5 17.5 17.5 KPSI (-20 a 650 °F) |
TUBOS DE CEDULA Especificacién SA-106-B SA-53 SA-133-1
Composicion C-Si C-Si C-Si Nominal Esfuerzo de 30 30 30
cedencia KPS! Esfuerzo Ultimo 48 48 55
KPSI Esfuerzo de disefio 15 15 13.7
KPSI (-20 a 650°F)
TUBOS DE CALIBRE
Especificacion SA-179 SA-334-1 SA-556-C2
Composicién C-Si C-Si C-Si
Nominal Esfuerzo de 25 30 40
cedencia KPS|
Esfuerzo Ultimo 46 55 70
KPSI
Esfuerzo de diserio 11.7 13.7 47.5 KPSI (-20 a 650 °F)
2.4.2 Propiedades que deben Tener y Requisitos que deben Lienar los Materiales para las Condiciones de Servicio
Propiedades Mecanicas. Al considerar las propiedades mecanicas del material, es deseable que tenga buena resistencia a ‘a traccién, alto punto de cedencia, porcentaje de alargamiento alto y minima reduccidn de area, con estas propiedades principalmente, se establecen los esfuerzos de disefio para el material en cuestion.
Propiedades Fisicas. En este tipo de propiedades, se buscara que el] material deseado tenga bajo coeficiente de dilatacion térmica.
Propiedades Quimicas. La principal caracteristica que debemos considerar en el
material que utilizaremos en la fabricacién, es su resistencia a la corrosién. Este factor es de mucha importancia, ya que un material mai seleccionado nos causara
multiples problemas.
Soldabilidad. Los materiales usados para fabricar cambiadores, deben tener buenas propiedades de soldabilidad, dado que la mayoria de sus componentes son de construccién soldada. Para el caso en que se tenga que soldar materiales diferentes entre si, estos deberan ser compatibles en lo que a soldabilidad se refiere. Un material, cuantos mas elementos de aleacién tenga, mayores precauciones deberan tomarse durante los procedimientos de soldadura, de tal manera que se conserven las caracteristicas que proporcionan los elementos de aleacién.
2.5 SOLDADURA EN CAMBIADORES DE CALOR
El procedimiento mas utilizado en la actualidad en la fabricacion de
cambiadores es el de soldadura.
Todas las soldaduras seran aplicadas mediante el proceso de arco eléctrico, el
cual puede ser manual o automatico. En cualquiera de los dos casos, debera tener
penetracién completa y se debera eliminar la escoria dejada por un cordon de
soldadura, antes de aplicar el siguiente.
Con el fin de verificar si una soldadura ha sido bien aplicada se utilizan varias
formas de inspeccién, entre ellas esta el radiografiado, la prueba de liquido penetrante
y algunas veces se utiliza el ultrasonido.
La prueba mas comtin es el radiografiado, éste puede ser total o por puntos.
Cuando practicamos el radiografiado por puntos, se debe tomar una placa por lo
menos cada 15 metros de soldadura y la longitud de cada radiografia sera de 15
centimetros como minimo.
Antes de aplicar cualquier soldadura, en cambiadores de calor, debemos
preparar un Procedimiento de Soldadura para cada caso en particular, el cual nos
indica la preparacién, diametro del electrodo, etc. para cada tipo y espesor de
material. Debemos también hacer pruebas a los soldadores para asegurarnos que la
soldadura sera aplicada por personal debidamente calificado. Estas pruebas y procedimientos deberan apegarse estrictamente a las recomendaciones hechas por el Codigo ASME Seccién IX “Welding and Brazing Qualifications "
El material de aporte, de la soldadura, debera ser compatible con el material base a soldar. Los electrodos mas comunmente utilizados para soldar cambiadores de calor son de acero al carbén y son el 6010 y e! 7018
Cuando aplicamos soldadura en cambiadores de acero inoxidable, es necesario utilizar gas inerte y se recomienda pasivar las soldaduras con una solucién basada en acido nitrico y acido ciorhidrico
Debemos tratar de evitar los cruces de dos 0 mas cordones de soldadura La distancia minima entre dos cordones paralelos sera de 5 veces el espesor de la placa, sin embargo, cuando sea inevitable el cruce de dos cordones ei Cédigo ASME Seccién VI Divisién 1, nos recomienda radiografiar una distancia minima de 102 milimetros a cada lado de la interseccidn.
Se recomienda no aplicar soldadura a un intercambiador de calor después de
haber sido relevado de esfuerzos.
2.5.1 Eficiencia de las Soldaduras
Se puede definir como el porcentaje de confiabilidad que se puede tener de ellas. Sus valores estan dados en la figura 2.4 en la cual se muestran los tipos de unién mas comUnmente usados en la fabricacion de cambiadores de calor.
FIGURA 2.4 TIPOS DE UNIONES: NORMA UW - 12
Eficiencia de la union cuando la junta esta
radiografiada
AL 400%
por Puntos Sin
Soldadura a tope unida con
soldadura por ambos lados, o bien por otro método con lo cual se obtenga la misma calidad del metal de aporte en ambos lados de la superficie soldada.
4.00 0.85 0.70
Soldadura simple a tope con solera de respaldo la cual permanecera en el interior del recipiente
0.90 0.80 0.65
Unidn simple por un solo lado sin solera de respaldo
0.60
Unién traslapada con doble filete
0.55
Union traslapada con filete sencillo y tapon de soidadura 0.50
Union traslapada con filete
sencillo sin tapdn de soldadura. 0.45
“Manual de Recipientes a Presién”, E. Meyesi
d) Bajo los efectos de otras cargas, tales como fuerza debido al viento, presién hidrostatica, etc.
2.6.5 Temperatura de Operacién
Es identificada como Ja temperatura de trabajo y es la temperatura a la cual estara sometido un equipo en condiciones de operacién normal.
2.6.6 Temperatura de Disefio
Es el valor que debe utilizarse en las ecuaciones para el calculo de fas partes sometidas a la temperatura de operacién del recipiente.
2.6.7 Temperatura Maxima Permisible de Trabajo
Es la temperatura maxima a la que se puede someter un recipiente, en condiciones de operacién. Ai determinar la temperatura de diserio, debe tomarse en cuenta la posible falta en el suministro del fluido de enfriamiento y todas las partes que estén en contacto con el fluido caliente deberan estar disefiados para la maxima
temperatura de operacién del fluido caliente.
2.6.8 Esfuerzo de Disefio a la Tension
Es el valor que se debera de tomar para realizar los calculos en los cuales interviene el esfuerzo del material. Dicho valor sera el maximo ai que se puede’ someter el material antes de que empiece a sufrir dafios ei material que forma parte de un cambiador. Su valor es aproximadamente el 25% del esfuerzo ultimo a la tension del material en cuestion.
CAPITULO III DISENO TERMICO
Basdndose en el cédigo TEMA “R’, el cambiador seleccionado es del tipo AEP, esto quiere decir que el cambiador tendra un cabezal fijo con cubierta y canal removible, una carcaza de flujo cruzado y un cabezal flotante empacado exteriormente.
Se ha seleccionado un cambiador AEP debido a que el cabezal fijo tipo A nos proporciona la opcién de que el canal y la tapa sean removibles, el canal tipo E se utiliza para cuando el flujo es del tipo cruzado permitiendo la mayor transferencia de calor y el cabezal fijo tipo P es un cabezal de forma similar al tipo
A, permitiendo asi que existan mas de dos pasos por los tubos, a su vez permite que el espejo sea flotante y de esta manera el haz de tubos sera removible.
Los datos que se obtendran utilizando el disefio térmico deberdn ser los minimos necesarios para realizar el disefio mecanico, estos seran:
Numero de pasos lado tubos y lado carcaza Arregio de jos tubos, diametro de ios tubos y el pitch Numero de tubos Longitud de los tubos
Diametro de la carcaza
Numero, tamafio y separacién de mamparas Caidas de presion N
OORWN
Los datos que se tienen para realizar el disenio térmico son: la capacidad del equipo, las caracteristicas del flujo de nafta y del flujo de agua.
3.1 CAPACIDAD DEL EQUIPO
El cambiador de calor sera disefiado para absorber la carga térmica que se origina en el proceso de transferencia de calor, al enfriar un flujo de 28134 B/D de
nafta desde una temperatura de 48.9°C hasta 15°C.
El equipo debera diseflarse para ser instalado a la intemperie y en un ambiente altamente corrosivo.
3.2 CARACTERISTICAS DEL FLUJO DE NAFTA
Flujo 292987 .54 Ib / hr (28,134 B/D) Densidad 44.4681 Ib/ft° Calor Especifico 0.4534 BTU / Ib °F
Viscosidad 0.4365 centipoises °API 70° Temp. de entrada 120.00 °F (48.9 °C) Temp. de salida 59°F (18°C) Carga térmica 8105930.4 BTU/b°F
3.2.1 Composicién del Producto
COMPONENTE FRACCION en MOL.
Propano 0.0001 i-Butano 0.0065 i-Butano 0.0026
n-Butano 0.0288 TR2-Buteno 0.0032
ClS2-Buteno 0.0027 {-Butano 0.0044
1,3-Butadieno 0.0008 i-Pentano 0.1473
n-Pentano 0.2117 CIS2-Pentano 0.0591 n-Hexano 0.0058
n-Heptano 0.0223 n-Octano 0.0233
n-Nonano 0.0029 n-Decano 0.0029
Pesados 0.4756
3.3 CARACTERISTICAS DEL FLUJO DE AGUA HELADA
Densidad 62.2659 Ib / ft Calor Especifico 1 BTU / |b °F Viscosidad 1.308 centipoises °API 40° Temp. de entrada 39.2 °F (4°C) Temp. de salida 53.6 °F (15°C)
3.4 SELECCION DEL PASO DE FLUIDOS LADO CARCAZA Y LADO TUBOS
Existen ciertos criterios para definir cual fluido pasara por el lado de los tubos y cual por el lado de la carcaza, estos criterios se basan principalmente en cuestiones econdmicas y de mantenimiento; los criterios que aplican para este caso son:
4. El fluido mas sucio pasara lado tubos 2. El fluido mas caliente pasara lado tubos 3. El fluido de mayor gasto pasara lado carcaza
En base a los criterios anteriores podemos definir que fluido pasara por que lado, quedando de esta manera:
E! flujo de nafta pasara lado tubos y el flujo de agua pasara lado carcaza.
3.5 ARREGLO DEL INTERCAMBIADOR
Dentro de los arregios de cambiadores de calor existen tres tipos que son: Contraflujo, Flujo Paralelo y Flujo Cruzado, de estos tres tipos se ha seleccionado el de flujo cruzado, debido a que este tipo nos permite obtener la mayor
transferencia de calor en un cambiador compacto.
Dentro del arreglo del cambiador existen dos gradientes de temperaturas
importantes, y son la zona fria(AT.) y la zona caliente (AT}).
ATh | te
Ty
-—_——_> Te
ty AT.
T,=Temperatura de entrada del flujo de nafta T2=Temperatura de salida del flujo de nafta
ty= Temperatura de entrada del flujo de agua
t= Temperatura de salida del flujo de agua
ATh = Ty; - tz ty = 39.2 °F
AT. = Tat tz = 53.6 °F
Ti = 120.02 °F ATh = 120.02 - 53.6 = 66.42 °F Tz = 59°F AT. = 59 - 39.2 = 19.8 °F
3.6 BALANCE DE CALOR
Se utilizara la ecuacién de balance de calor, para que por medio de ésta podamos conocer la cantidad de flujo de agua que necesitaremos para disipar la cantidad de calor necesaria para reducir la temperatura de la nafta hasta la temperatura requerida.
O=W,Cp(T, —T,) = W Cp pty mG) eee (3.1)
donde:
Q = Calor producido o disipado W., = Flujo masico del flujo de nafta Cp. = Calor espécifico del flujo de nafta
T, = Temperatura de entrada del flujo de nafta Tz = Temperatura de salida del flujo de nafta
W; = Flujo masico del flujo de agua Cpr= Calor especifico del flujo de agua t; = Temperatura de entrada del flujo de agua tp = Temperatura de salida dei flujo de agua
3.6.1 Calculo del Flujo de Agua Helada (W;)
Usaremos la ecuacién anterior con los siguientes datos:
Wr?
Q=8105930.4 BTU/hr
Cpe1 BTU/ Ib °F
t, = 39.2 °F t, = 53.6 °F
W=56291 1.83 Ib / hr
27
3.7 CALCULO DE ATcorr
Este valor nos representa la diferencia de temperaturas que existira dentro de nuestro cambiador, es un valor corregido pues no se limita a una simple resta dé valores, si no por el contrario se encuentra modificado por factores de correccién
que hacen mas preciso el valor. La ecuacién para encontrar dicho valor es:
AT con® Fr * LMTD.o.esccsecccceceee (3.2)
donde: Fr = Factor de diferencia de temperatura
LMTD = Media logaritmica de la diferencia de temperaturas
El valor de F; se encuentra utilizando la grafica' AG-1, usando fos siguientes
valores:
ie 120.02 -59 Rao a = 42375 fh 53.6 -392 t,-¢ 6-392
S=i— = 238-392 _ 178) T -t, 120.02 -39.2
R= 4.2375 $=0.1781
El valor de Fr encontrado es de 0.9 EI calculo de LMTD se efectua mediante la siguiente ecuacién:
donde:
Ayn= Diferencia de temperaturas en la terminal caliente
Art:= Diferencia de temperaturas en la terminal fria
Atm = Ty - tg = 120.02 - 53.6 = 66.42 °F
Ate = Te - ty = 59 - 39.2 = 19.8 °F Am—Ar. 6642-198 46.62
“6642 12103 In—_
198
Acorn = Fr * LMTD. = (0.9)(38.5193) = 34.6673 °F
' para consulta de las graficas, ver anexo A
3.8 NUMERO DE PASOS POR LA CARCAZA Y POR LOS TUBOS
A\ establecer el valor apropiado para F; se encuentra en la misma grafica el
numero de pasos lado tubos y lado carcaza del cambiador, para este caso se ha
encontrado que el numero tentativo sera de 1 paso lado carcaza y 2 o mas lado tubos.
Este numero sera completamente definido en el punto 3.14 inciso b.
3.9 TEMPERATURAS CALORICAS
Las temperaturas. caléricas deben ser usadas para encontrar el valor de las propiedades fisicas de los fluidos que se utilizaran en los calculos del cambiador,
esto debido a que existe un cambio de temperatura en ambos fluidos a lo largo de su recorrido por el equipo.
To = T2 + Fe(T,- T2) Temperatura caldrica del flujo de nafta....... (3.4) te =t,+ Fe (te-t;) Temperatura caldrica del flujo de agua... (3.5)
EI factor Fe se encuentra utilizando la grafica AG-2 con los siguientes datos: El cociente de la diferencia de temperaturas de la terminal fria entre la
diferencia de temperaturas de la terminal caliente y el factor Ke, que se encuentra . por medio de la grafica del recuadro superior de la grafica AG-2 con los siguientes datos:
Los grados API dei fluido que pasa lado carcaza y el rango de temperatura del fluido en la carcaza.
teti= 14.4 OF
°APL= 10
entonces Kc = 0.8, luego entonces conociendo este valor se puede conocer el valor de Fe.
Ate / Ath = 0.2981
Ke = 0.8
el valor obtenido de /a grafica para Fc es de 0.35, entonces:
To = Tz + Fo(T; - Tz) = 59+(0.35)(120.02-59) tc = t, + Fe (tp t,) = 39.2+(0.35)(53.6-39.2) To= 80.357 °F tc = 44,24 oF
3.10 PROPIEDADES © FISICAS CORREGIDAS DE LOS FLUIDOS A TEMPERATURAS CALORICAS
Se necesita conocer las propiedades fisicas de ambos fluidos cuando se encuentran a la temperatura calérica esto es con fines de disefio.
NAFTA AGUA
Temp. Calorica 80.357 °F Temp. Calorica 44.24 °F Densidad 44.4681 Ib / #° Densidad 62.2659 |b / ft Calor Especifico 0.4534 BTU / Ib °F Calor Especifico 1 BTU/Ib °F
Viscosidad 0.4365 centipoises Viscosidad 1.308 centipoises Gravedad Esp. 0.69 Gravedad Esp. 1
3.11 SELECCION DEL ARREGLO DE LOS TUBOS Y DEL PITCH
Existen dos tipos de arreglo en los cuales se pueden poner los tubos, éstos
son: el triangular y el cuadrado.
Cada uno de estos arreglos presenta ventajas y desventajas que deben de tomarse en cuenta para la seleccién del arreglo. En este caso se ha seleccionado el
arregio triangular debido a las siguientes razones:
e E! arreglo triangular proporciona un coeficiente de transferencia de calor mas
elevado.
e El arreglo triangular proporciona la ventaja que cambiador puede ser mas pequefio.
El mayor problema que presenta este arreglo es que la caida de presién presentada por este arreglo es mayor. El pitch es el espaciamiento que existe del
centro de un tubo al centro de cualquier tubo que se encuentre junto a él. Para
establecer esta distancia nos auxiliaremos de la siguiente tabla:
TABLA 3.1 Valores de Espaciamiento de Tubos para Configuraciones Estandar
Diametro Ext. Tubo Pitch (pig) Arreglo
0.625 0.812 ° Triangular
0.750
0.750
0.938
Triangular
4 Cuadrado
Q.750 4 Cuadrado rotado 45°
4 1.250 Cuadrado
1 1.250 Triangular
1 1.250 Cuadrado rotado 45°
De Perry, J. H. “Chemical Engineer’s Handbook”, McGraw Hill.
Como se puede observar el Pitch esta establecido con valores estandar de acuerdo al arreglo que se tiene y al diametro del tubo que se tenga.
Nosotros tomaremos el pitch de 1” para tubos en arreglo triangular y el tubo sera por lo tanto de %’ de diametro exterior.
3.12 SELECCION DEL COEFICIENTE DE TRANSFERENCIA DE CALOR (Usup)
E! coeficiente de transferencia que se ha de seleccionar aqui, no es el
coeficiente real de transferencia, si no una aproximacién para poder realizar los calculos iniciales y después seran ajustados al obtener el coeficiente de
transferencia real.
El coeficiente se obtiene de la siguiente tabla:
TABLA 3.2
Coeficientes de Transferencia de Calor en Enfriadores
Fluido Caliente Fluido Frio U de disefio
Agua Agua 250-500 Metano! Agua 250-500
Amoniaco Agua 250-500
Soluciones Acuosas Agua 250-500
SOM Agua 50-125
SOP Agua 5-75 Gases Agua 2-50
Agua Saimuera 100-200
SOL Salmuera 40-100
De Perry, J. H. “Chemical Engineer’s Handbook”, McGraw Hill.
*SOL. Solucién organica ligera, fluido con viscosidad menor a 0.5 Ctp. *SOM. Solucién organica mediana, fluido con viscosidad entre 0.5 Ctp. y 1 Ctp *SOP. Solucién organica pesada, fluido con viscosidad mayor a 1 Ctp.
En nuestro caso estamos trabajando con una solucién organica ligera y agua lo cual nos conduce a un valor que se encuentra entre 50 y 75, para los casos del
calculo inicial se tomara el valor mas alto.
3.13 CALCULO DEL AREA DE TRANSFERENCIA DE CALOR (Asup)
En este punto calcularemos el area requerida para realizar ja transferencia,
esta area es conocida como area supuesta, pues en ella se encuentra el valor del
coeficiente de calor que se toma, iniciaimente en forma arbitraria.
El caiculo del area supuesta se realiza de la siguiente forma:
Q Asap = Uy XAT, deer bese eeeeetnneees (3.6)
corr
el valor de Q se encuentra por medio de ecuacién 3.1:
QO =W.Cp,(T, — Ty) = WC (ty = ty) oesscceessceee (3.1)
we
nw
despejando y substituyendo:
O = (292987 .54)(0.4534)(120.02 — 59) = 8105930.4
ahora substituyendo en la ecuacién del area:
105930. ap = 81059304 3117.6085 7?
(75)(34.6673)
3.14 DIMENSIONAMIENTO DEL INTERCAMBIADOR DE CALOR
a) Diametro de los tubos
Los diametros estandar para tubos de cambiadores de calor se muestran en
la tabla 3.1 del punto 3.12. Basandose en el arregio y al pitch se ha seleccionado
primeramente un tubo de %” de diametro exterior. El calibre de la pared sera de 13 BWG.
b) Numero total de tubos y longitud de tubos
El numero total de tubos se calcula por medio de la siguiente ecuacion:
donde -
S= area total de flujo s= area de un tubo
n= numero de pasos
E| area total de flujo se calcula mediante la siguiente ecuacidn:
donde :
Gm= Gasto masico v = velocidad del fluido en el intercambiador
p = densidad del fluido a la temperatura calorica La velocidad se encuentra por medio de Ja tabla 3.3.
TABLA 3.3 Velocidad del Fluido en fa Boquilla.
Viscosidad (Ctp) Velocidad (ft/seg)
> 1500 2
100 - 1000 2.5
35 - 100 5 1-35 6
Kern, D. “Equipos de Transferencia de Calor’
« Las velocidades en esta tabla son velocidades en la boquilla, la velocidad del fluido dentro del cambiador sera 1.2 a 1.4 veces mayor.
Para saber que velocidad se debera tomar se haran calculos con ambos
valores y el que resulte mas preciso con ese se habra de trabajar.
Debido a que se tiene un fluido con una viscosidad de 0.27 ctp. la velocidad correspondiente sera de 8 ft/seg. Los resultados que nos arroja la ecuacién de S para las velocidades 1.2 y 1.4 veces mayor son:
son gS vp vo
_ 292987.54 _ 29298754
~ 1.2x8x3600x43.1112 ~ 14x8x3600x43.1112
S= 0.1966 ft $=0.1685 ft?
el valor de s= 0.0017 ft?
el cociente de ambos valores sera:
S/s = 0.1966 / 0.0017 = 115 S/s = 0.2685 / 0.0017 = 99
La longitud de los tubos esta dada por la siguiente ecuacién:
tabulando para ambos valores de S/s y para diferentes numeros de pasos se tiene: ‘
PASOS Nt L (ft) PASOS Nt L (ft) 2 234 68.75 2 198 80.19 4 464 34.24 4 396 40.09
6 504 | 26.73 8 925 17.16
Observando y comparando ambas tabias, los valores mas semejantes entre
ambos, serian los valores que se encuentran sombreados, debido a que la
segunda opcién presenta un numero mayor de tubos en un numero mayor de
pasos, nos provoca dos inconvenientes con respecto al otro, dichos
inconvenientes son:
e Mayor costo del cambiador
e Mayor caida de presién.
Ambos inconvenientes nos dan la pauta para seleccionar la primera opcién
que consta de:
Velocidad = 1.2 veces mayor que en la bequilla Pasos =6
Nt = 693 L= 22.91 ft
Los valores aqui mostrados tendran que ser ajustados a valores estandar tanto en numeros de tubos como en la longitud de los mismos. Los valores
estandar de longitud de los tubos son: 8, 10, 12, 16 y 20. Para realizar esta operacioén nos valdremos de la siguiente tabla, la cual nos proporciona estos
valores basandose en el numero de pasos, al arreglo de los tubos y al valor del
pitch.
ue
Uw
TABLA 3.4 Disposicién de los Espejos de Tubos (Cuenta de Tubos)
Tubos de %” DE, arreglo triangular de 1” de pitch
Carcaza Di 1-P 2-P 4-P 6-P 8-P
(pig) 8 37 30 24 24 |
10 61 52 40 36
12 92 82 76 74 70
13% 109 106 86 82 74
15% 181 138 122 118 110
17% 203 196 178 4172 166
19% 262 250 226 216 210
21% 316 302 278 272 260
23 Vs 384 376 352 342 328
25 470 452 422 394 382
27 559 534 488 474 464
29 630 604 556 538 508
31 745 728 678 666 640
856 830 774
970 938 882 ;
37 1074 1044 1012 986 870
39 1206 1176 1128 1100 1078
Los valores estandar encontrados son:
Pasos =6 Nt = 760 -
L=20ft DI = 33”
De Perry, J. H. “Chemical Engineer’s Handbook”, McGraw Hill.
Al observar los valores estandares obtenidos, podemos ver que la longitud
de los tubos es un tanto excesivo a pesar de que se encuentre dentro de valores estandares, esto nos provoca varios problemas dentro de los cuales el mas
importante es el claro entre silletas, dicho claro es demasiado grande, lo que a lo
largo del tiempo nos puede provocar un pandeo del equipo. Esto se analizara con
mayor detalle en el calculo de las silletas. Este problema se puede solucionar utilizando un cambiador con tubos mas cortos y aumentando el diametro interior de la carcaza, esto nos arroja valores estandares para el cambiador los cuales
son: Pasos =6
Nt = 864 L= 16 ft DI = 35”
La comparacién de los resultados entre ambos cambiadores es sumamente similar por lo que nos conviene utilizar la segunda opcién.
c) Diametro interior de la carcaza
Este valor es obtenido por medio de la tabla 3.4. En ella obtenemos que el valor para 864 tubos es de 35”.
d) Corte y espaciamiento entre mamparas
Normalmente el porcentaje de corte varia entre un 25% y 40% del didmetro interior de la carcaza. Nosotros usaremos un 25% de corte para obtener fa suficiente turbulencia en el lado de la carcaza y obtener asi un coeficiente de
transferencia de calor alto.
El corte tendra entonces un valor de 8.75”.
El espaciamiento entre mamparas, es la distancia que existe entre una
mampara y otra, esta distancia va desde 1/5 del valor del diameitro interior de la
carcaza hasta una vez este valor. Con la limitante de que esta distancia nunca
sera menor de 2”.
Para este cambiador tomaremos el valor de % DI, o sea este valor sera de
17.5”. Este valor aumentara la turbulencia y reducira la caida de presién provocada por el corte pequeno de la mampara.
3.15 CALCULO DEL COEFICIENTE DE TRANSFERENCIA DE CALOR (Ucaic)
El cambiador que hemos seleccionado a través de los pasos anteriores,
tiene un coeficiente de transferencia de calor, distinto al que se seleccion6 en los
puntos anteriores, por lo que se debe de calcular el verdadero coeficiente de
transferencia.
Dicho coeficiente debera ser calculado por medio de la siguiente ecuacién:
donde:
Usaie = Coeficiente global de transferencia de calor
hic = Coeficiente individual de transferencia lado tubos, corregido por diametro
h, = Coeficiente individual de transferencia lado carcaza
Rd = Factor de ensuciamiento
37
Este coeficiente debera de ser corregido por viscosidad, para realizar dicha
operacion se tendran que utilizar los valores obtenidos en el punto 3.16 y utilizar la siguiente férmula:
U co = Rye (3.11) — +
(he) (AKG)
a) Calculo del coeficiente individual de transferencia lado tubos
Para realizar este calculo se utilizaremos !a siguiente formula:
ate (<a) [ey b= ER nf? F lovee (3.12)
donde: h; = Coeficiente de transferencia de calor lado tubos
Ju = Coeficiente de transferencia de calor (adimensional) Di = Diametro interior del tubo (ft) k(cu/k)"* = factor de correccién por viscosidad (BTU/hr°F)
E! valor de Jy sera encontrado utilizando la grafica AG-3, utilizando los
datos del nGmero de Reynolds y el cociente de la longitud entre el diametro
exterior del tubo.
El cociente de L/Dext es igual a:
LiDext = 16 / 0.0625 = 256
Para calcular el numero Re utilizaremos la férmula:
ne - eb
donde:
Gy = Masa velocidad lado tubos (Ib/nr) Di = Diametro interior del tubo (ft)
Lr = Viscosidad del fluido lado tubos (ctp)
2.42 = factor de correccién que logra que el Re sea adimensional
El diametro interior del tubo se encontrara utilizando la tabla 3.5,
conociendo el didmetro exterior del tubo y el espesor BWG. Para este caso se
tiene un diametro exterior %4” y BWG 13. ,
TABLA 3.5
Datos de Tubos para Cambiadores de Calor y Condensadores
Superficie ft / ft DE BWG | Espesor DI Area de | Exterior | Interior | Peso por
| pig flujo in? ft lineal 10 0.134 0.482 0.182 0.1263 0.965
11 0.120 0.510 0.204 0.1335 0.884
12 0.109 0.532 0.223 0.1393 0.817
14 0.083 0.5884 0.268 0.1529 0.647
15 0.072 0.606 0.289 0.1587 0.571
16 0.065 0.620 0.302 0.1623 0.520
17 0.058 0.634 0.314 0.1660 0.469
18 0.049 0.652 0.334 0.1707 0.401
1 8 0.165 0.670 0.355 0.2618 | 0.1754 1.61
9 0.148 0.704 0.389 0.1843 1.47
10 0.134 0.732 0.421 0.1916 1.36
1 0.120 0.760 0.455 0.1990 1.23
12 0.109 0.782 0.479 0.2048 1.14
13 0.095 0.810 0.515 0.2121 1.00
14 0.083 0.834 0.546 0.2183 0.890
15 0.072 0.856 0.576 0.2241 0.781
16 0.065 0.870 0.594 0.2277 0.710
17 0.058 0.884 0.613 0.2314 0.639
18 0.049 0.902 0.639 0.2361 0.545
Kern, D. “Equipos de Transferencia de Calor”
Encontramos que el diametro interior del tubo es de 0.560 pig. El valor de
Gr se encuentra utilizando la siguiente ecuaci6n:
donde:
W; = Gasto masa lado tubos Ib / hr ar = Area de flujo total lado tubos ft”
el valor para ay se calcula por medio de la siguiente ecuacién:
a aN ft 15 a Ya ee (3.15)
donde:
a’, = Area de la seccién recta de un tubo (in) Nt = N&mero total de tubos n = Numero de pasos lado tubos
Substituyendo valores se tendra:
_ (864)(0.247) _ 9
(aay) T
_ 292987.54 =1186184.372 2 0.247 ib / he ft T
con ambos valores se calcula el Re:
Re = £0:046)(1186 184.372) = 83508.54162 (2.42)(0.27)
utilizando el valor de Re= 83508.54162 y L / Des = 256, se encuentra el valor de
Ja por medio de la grafica AG-3, la cual nos da el resultados de:
Ju = 250
El valor de k(cu/k)"* se encuentra utilizando el valor de la viscosidad del fluido que pasa lado tubos y el valor de sus °API, en la grafica AG-4. Esto nos da
un valor de: k(cwk)"? = 0.4571
Realizando la operacién correspondiente para encontrar hi, vemos que:
3
n= 2h SH) = 29 91571 853.804 BTUMDhrF Du Kk) 0046 int
40
haciendo la correccion por diametros se tiene:
. Dd, 0.046 A, =h, —* = 853.804——— = 628.3997 ° 0 = 0.0625 BTU / lbhr°F
ext
b) Calculo del coeficiente individual de transferencia de calor lado carcaza
Para realizar este calculo se utilizaremos la siguiente formula:
eB [Uae h,= Deg Ka Iapfi® Fe | onscreen (3.16)
donde:
h, = Coeficiente de transferencia de calor lado carcaza
Ju = Coeficiente de transferencia de calor (adimensional) Deg = Diametro equivalente del tubo (ft)
k(cu/k)"® = factor de correccién por viscosidad (BT U/hr°F)
El valor de Jy sera encontrado utilizando la grafica AG-5, utilizando los
datos del numero de Reynolds.
El Deq se puede obtener por medio de la tabla 3.6, usando el arreglo, el
pitch y el didmetro exterior del tubo.
TABLA 3.6 Obtencion del Diametro Equivalente
Diam. Exterior (p!g) Pitch Arreglo Diametro
(plg) Equivalente (plg)
% 1 Cuadrado 0.95
1 1h’ Cuadrado 0.99
1% 1 9/16 Cuadrado 1.23
1% 17/8 Cuadrado 1.48
Va 15/16 ene 0.55
1 1% Triangular 0.72
1% 19/16 Triangular 0.91
iz 1718 Triangular 4.08
Kern, D “Equipo de Transferencia de Calor”
41
Para calcular el numero Re utilizaremos la formula:
es 242M,
donde:
Gs = Masa velocidad lado carcaza (Ib/hr)
Deq = Diametro equivalente del tubo (ft)
Lis = Viscosidad del fluido lado carcaza (ctp) 2.42 = factor de correccién que logra que e! Re sea adimensional
EI valor de Gs se encuentra utilizando la siguiente ecuaci6n:
donde:
Ws = Gasto masa lado carcaza {|b / hr
as = Area total de flujo ft”
el valor para as se calcula por medio de la siguiente ecuacién:
ec BDI ; 144 P, re (3.19)
as =
donde:
c’ = Claro entre tubos (in) B = Espaciamiento entre mamparas (in) DI = Diametro interior de la carcaza (in)
Py = Pitch (in)
Substituyendo valores se tendra:
_(0.25)(17.5)(35) _ 1.0633 #2 as (144)(1) ft
_ 562911.83 = 529400.7617 ib/ hr ft?
1.0633 s
42
con ambos valores se calcula el Re:
Re= (0.0608)(529400.7617) = 9500.4623 (2.42)(1.4)
utilizando el valor de Re= 9500.4623, se encuentra el valor de Jx por medio de la grafica AG-5, ja cual nos da el resultados de:
Ju = 80
El valor de k(cw/k)"® se encuentra utilizando el valor de la viscosidad del fluido que pasa por el lado tubos y el valor de sus °API, en la grafica AG-4. Esto
nos da un valor de: k(cu/k)"? = 0.19
Realizando la operacién correspondiente para encontrar hi, vemos que:
Jy (ony 80 h, =n El = 0.19 = 249.9999 BTU/lbhr°F Deq \k 0.0608
c) Factor de ensuciamiento
Este factor varia segtin los fluidos que se estén manejando dentro de
nuestro cambiador, en nuestro caso por medio de la tabla 3.7 podemos encontrar
el factor Rd.
Tabla 3.7
Factor de Ensuciamiento Rd
Fluido Fluido Factor Rd
Combustdleo Agua 0.007 Combustdleo Petrdleo 0.008
Gasolina Agua 0.003 Queroseno Agua 0.005 Queroseno Petrdéieo 0.005
Queroseno Tricloroetileno 0.0015
Nafta Petrdleo 0.005.
Aceite jubricante Petrdleo 0.006
Aceites pesados Aceites pesados 0.004
De Perry, J. H. “Chemical Engineer’s Handbook’, McGraw Hill.
43
Se puede observar que el factor de ensuciamiento Rd que utilizaremos es de 0.005.
3.16 CALCULO DEL FACTOR DE CORRECCION POR VISCOSIDAD
EI factor de correccién por viscosidad esenciaimente consiste en corregir el
coeficiente de transferencia de calor tanto del lado de los tubos como el! del lado
de la carcaza, debido a que la temperatura en la pared de los tubos es diferente a
la temperatura del resto del fluido, esto causa una diferencia de viscosidades, la
cual ha de tomarse en cuenta.
a) Factor de correccién por viscosidad lado tubos $+
EI calculo de o; se realiza utilizando la siguiente formula:
donde:
+ = factor de correcci6n por viscosidad lado tubos
lit = viscosidad del fluido lado tubos a temperatura calérica
Liw = viscosidad del fluido lado tubos a temperatura de pared a =exponente que varia seguin el numero de Reynolds
Los valores para a son:
Régimen turbulento. Re mayor a 2100 entonces a = 0.14 Régimen laminar. Re menora2100 entonces a= 0.25
Para conocer la viscosidad a temperatura de pared primeramente se
necesita encontrar la temperatura de pared utilizando cualquiera de las siguientes
ecuaciones:
h ly = le +——*—-(T, - te.) Cuando el fluido caliente pasa lado carcaza.....(3.21)
ho +ho
h ty =o +2 (T, - te) Cuando el fluido caliente pasa lado tubos......... (3.22)
ho tho
44
Régimen turbulento. Re mayor a 2100 entonces a= 0.14 Régimen laminar. Re menora2100 entonces a=0.25
Para conocer la viscosidad a temperatura de pared primeramente se necesita encontrar la temperatura de pared utilizando cualquiera de las siguientes ecuaciones:
h ty =T,- h 7 (T,-t,.) Cuando el fluido caliente pasa lado carcaza.......... (3.24)
10 Oo
h ty = T, -—*—-(f, -t,) Cuando el fluido caliente pasa lado
hig tho
tubOS.......00.0. (3.25)
donde:
tw = temperatura de pared lado carcaza
tc = temperatura calérica del flujo de agua Tc = temperatura caldérica del flujo de nafta
No = coeficiente de transferencia de calor lado tubos corregido por diametros No = coeficiente de transferencia de calor lado carcaza
Dado que en nuestro caso el fluido caliente pasa lado tubos utilizaremos ja
ecuacion 3.25:
ho ly =T. - -t.) 7 w= To-Go te)
substituyendo valores tenemos:
by = (80.357) -—_—24 9 _(g0,357- 44.672) = 70.2 oF (628.3997) + (249.9999)
utilizando esta temperatura encontramos que la viscosidad del agua a dicha
temperatura es de 1.05 ctp.
Ahora encontraremos el factor de correccion por viscosidad.
ay" =(—-|] =1041
tr a
46
c) Coeficiente de transferencia de calor corregido por viscosidad
Utilizando la siguiente formula encontraremos el coeficiente de transferencia de calor del cambiador corregido por viscosidad.
1 U are seen nctenenenntee (3.26)
(had) * Gas) *?
substituyendo en la ecuacion 3.26 con los valores conocidos tenemos:
1 OI core = i i =95.6948 BTU/hr ib °F
+ + 0.005 (628.3997)(0.99) (249.9999)(1.041)
3.17 CALCULO DEL AREA DE TRANSFERENCIA DE CALOR (Acai)
El area a caicular en este punto, es el area real que ha de necesitar el
cambiador para poder realizar la transferencia de calor satisfactoriamente, y asi
poder reducir la temperatura del fluido de nafta.
El area se calcula por la formula:
Q Acie ~ UAT eee
corr corr
substituyendo valores:
8105930.4 oe = = 24433996 (95.6948)(34.6673)
3.18 CALCULO DEL AREA DEL CAMBIADOR (Acamp)
Fl area del cambiador es el area que tenemos en realidad, una vez que los
valores de numeros de tubos, longitudes de tubos y pasos se han estandarizado, y se obtiene por medio de la siguiente ecuacion:
Amp = UU ENE cece (3.28)
47
donde :
Acamp = Area del cambiador a’ = Area exterior del tubo por pie lineal
L = Longitud del tubo
Nt = Numero de tubos
El valor del area exterior del tubo por pie lineal, la obtenemos de Ia tabla 3.5, usando el diametro exterior del tubo y el espesor BWG. Encontramos que a= 0.1963.
Ahora, substituyendo valores en la ecuaci6én tenemos:
A cans = (0.1963)(16)(864) = 2713.6512
3.19 COMPARACION DE AREAS
Este punto es muy sencillo, pues se basa en la simple comparacion entre el
area fisica del cambiador y el area que se obtiene por medio del calculo. En esta
comparacién se debe de poder observar que el area del cambiador debera ser
mayor que el area calculada, pues de lo contrario nuestro disefo no servira.
Como factor de seguridad se toma una diferencia de areas que oscila entre el 5%
y 15%.
Acamb= 2713.6512 ft? Acale = 2443.3996 ft
Se puede observar que esta comparacién cumple con el requisito, pues fa
diferencia de areas es de un 9.95%, esta diferencia se observa debido a que el
area fisica del cambiador esta sujeta a una serie de estandares de fabricacién y el
area calculada es el area minima necesaria para realizar fa transferencia, al tener
un area fisica mayor que la calculada podemos asegurar el correcto
funcionamiento del cambiador de calor.
3,20 CALCULO DE LAS CAIDAS DE PRESION
En este punto se calcularan las caidas de presién tanto del lado de los
tubos, como del lado de la carcaza. Aunque en este caso no existe la limitante de
cumplir con una caida de presién limite, siempre es bueno que las caidas de
presion dentro del equipo sean lo mas pequefias posibles, de esta manera
podremos abatir costos en los equipos auxiliares como son bombas,
compresores, etc.
48
v? 625 El valor de oS se puede encontrar mediante la grafica AG-7
conociendo el valor de la masa velocidad. Usando la grafica encontramos que
vy? 6 ;| (= 144) * 0.175. Substituyendo en la formula obtendremos:
AP, - © 0175 = 6.0869 Ibfin? R069 — in
La caida de presidn total por el lado de los tubos sera la suma de ambas caidas por lo que tendremos:
AProtac= APy tAP Rocce (3.34)
substituyendo valores:
AProtat= 16.7945 + 6.0869 = 22.8814 Ib/in?
b) Caida de presién por el lado de la carcaza APs;
La caida de presién del lado de la carcaza se calcula mediante la ecuacién:
_ {Gs DI(N +) Fe ccna 3.32)?
5.22E"° DeqS¢, (3.82) s
donde :
f = factor de friccién de Fanning ft7/in? Gs = Masa velocidad por el lado de la carcaza ib/hrft?
DI = Diametro interior de la carcaza ft
N = Numero de mamparas Deq = Diametro equivalente ft S = Gravedad especifica del fluido a temperatura caldrica
ds = Factor de correccién por viscosidad lado carcaza
El factor de friccién de Fanning se encuentra por medio de Ia utilizacién de
la grafica AG-8, con el valor del numero Re.
Now? “Equipos de Transferencia de Calor”, Kern, D
50
Utilizando dicha grafica encontramos que el valor de f = 0.0021 ft/in?, una vez que se conoce este valor se debe de conocer el numero de mamparas que existen y esto se logra mediante la ecuacién:
donde :
N = Numero de mamparas
L = Longitud de los tubos ft B = Separaci6én entre mamparas ft
substituyendo tendremos:
N = 16 / 1.4583 = 10.9716
el numero de mamparas sera de 11. Substituyendo en la ecuacién de la caida de
presion tenemos:
_ (0.0021)(529400.7617)?(2.9166)(11+1) APs 10 5.22 F° (0.0608)(1)(1.041) = 6.2347 Ibfin?
St
CAMBIADOR DE CALOR _DISENIO TERMICO
UNIDAD ENVOLVENTE TUBOS
Fiuide - AGUA NAETA
Flujo {b/Hr. 562911.83 292987.54
Temperatura de Entrada °F 39.2 120.02
Temperatura de Salida °F 53.6 59
Calor Disipado BTU/Hr 8105930.4
Viscosidad Ctp 1.4 0.27
Densidad tb/ft3 62.48 43.1112
Calor Especifico BTUAbSF 1 0.52
Gravedad Especifica - 4 0.69
Grados AP! : 10 75
Temperatura Caldrica °F 44.672 80.357
Coeficiente de Transferencia Individual BTU/hr! F 260.2742 609.2669
Coeficiente de Transferencia Global BrUsnrirt8F 95.3887
Factor de Ensuciamiento - 0.005
At Corregida SE 34.6673
Arregio - - TRIANGULAR
Pitch in > 4
Pasos : 4 6
Numero de Tubos : - 864
Diametro Nominal del Tubo in - 0.75
Calibre BWG - : 13
Longitud de los Tubos ft - 16
Diametro Interior de la Coraza in 35 -
Corte de Mamparas in 8.75 -
Espaciamiento entre Mamparas in 17.5 :
Area del Cambiador ft2 2713.6512 Area de Transferencia t2 2535.7669
Caida de Presion Ib/in2 22,8819 6.2347
Diamtero de Brida in 7 6
CAPITULO IV DISENO MECANICO
Con los datos obtenidos en el disefio térmico se procedera a realizar el calculo o seleccién de cada una de las partes del carnbiador de calor. Todas y cada una de las partes deberan de cumplir con los valores minimos necesarios establecidos en las normas de PEMEX, en el Codigo ASME Secc. VIII Div. 1 y en el Codigo TEMA-R, en caso de que existan diferencias entre dichas normas y cédigas se seleccionara el valor que ofrezca mayor seguridad al disefio.
Las partes del equipo que habran de calcularse o seleccionarse seguin sea el caso seran:
Tubos Coraza Brida de la coraza Brida prensa empaque Brida porta empaque Cabezal fijo Bridas del cabezal fijo Cabezal flotante
. Tapas 10. Placa de division 11.Empaques 12. Bridas de entrada y salida de fluidos 13. Boquillas para las bridas de entrada y salida de fluidos 14. Espejo fijo 15. Espejo flotante 16. Mamparas 17. Placa de choque 18. Tensores y espaciadores 19. Orificio de venteo 20. Orificio para drene 21. Orificio para manémetros 22. Orificio para termémetros 23. Silletas
OONAOKRWN>
Las partes componentes mencionadas anteriormente se muestran en la siguiente figura, las partes componentes que se encuentran lado tubos seran calculas con una presién de disefio de 450psi que es la presién de disefio necesaria que debera de tener la nafta para completar su recorrido, y 300psi para el lado coraza que es la presion de
disefio del agua, todas las partes deberan tener un excedente de materia! por corrosién
y este sera de 1/16”.
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4.1 TUBOS
4.1.1 Material de los Tubos
Los tubos para cambiadores de calor se encuentran disponibles en acero al carbon, cobre, aleaciones de cobre, aluminio y aleaciones de aluminio.
PEMEX recomienda para estas aplicaciones que los tubos deberan de ser de Admiralty, que tiene como designacién ASME No. 3364 y es una aleacién de aluminio.
4.1.2 Longitud de los Tubos
Los tubos para cambiadores de calor existen en 5 dimensiones estandar que son 8, 10, 12, 16 y 20 pies, aunque se pueden utilizar otras longitudes.
EI disefio térmico nos indica que deberemos usar una longitud de 16 ft.
4.1.3 Diametro de los Tubos
La siguiente tabla muestra los diametros y espesores estandar para tubos de cambiadores de calor de acero, cobre, ajuminio y aleaciones.
. TABLA 4.1 DIAMETROS Y ESPESORES ESTANDAR PARA TUBOS
(TODAS LAS DIMENSIONES EN PULGADAS)
COBRE Y ALEACIONES DE ACERO AL CARBON, COBRE ALUMINIO Y ALEACIONES
O.D. DE ALUMINIO B.W.G. ESPESOR B.W.G. ESPESOR
18 0.049 16 0.065 16 0,065 14 0.083 14 0.083
1 16 0.065 14 0.083 14 0.083 12 0.109 12 0.109 10 0.134
11/4 14 0.083 14 0.083 12 0.109 12 0.109 10 0.134 10 0.134
11/2 14 0.083 12 0.109 12 0.109 10 0.134
2 14 0.083 12 0.109 12 0.109 10 0.134
TABLA R-2 21 TEMA CLASE "R", 1978,
El disefio térmico nos propone utilizar un tubo de %” B.W.G. 13.
33
4.1.4 Espesor del Tubo
Los tubos deberan tener un espesor minimo para soportar la presién a la cual estan sujetos. Los tubos seleccionados en el disefio térmico cuenta con un espesor minimo de pared segun la tabla anterior de 0.095”.
Este valor debera ser analizado mediante un caiculo utilizando la formula dei Cédigo ASME Secc. VIlIl Div. 1, para saber si este espesor de pared es viable en nuestro disefio, se debera de tomar un valor de eficiencia de soldadura (E) de 1, ya que los tubos son sin costura, la presién (P) es de 450psi que es la presidn de disefo de la nafta, el esfuerzo de disefio a la temperatura de disefio (S) es de 15 kpsi y la tolerancia por corrosion (C) es de 1/16”.
Material: Admiralty S$ = 15000 Ib/in* D=%’ BW.G. 213 P = 450 Ibfin? E=1 C= 16" t=?
p=2—PP __ 4.1) oT eee
(4500.75) _ 337-5 _ g gaon ~(45000)(1) —(0.2)(450) 14910
Entonces, t=t+C
t = 0.022 + 0.0625 = 0.0845"
Se puede observar que el espesor propuesto por el disefio térmico es mayor que el espesor calculado esto da como resultado que el espesor propuesto por el disefio térmico es el recomendado para el cambiador.
4.1.5. Arreglo de los Tubos
Los principales arreglos de tubos para cambiadores de calor son: triangular, triangular rotado, cuadrado y cuadrado rotado.
En el disefio térmico se consideré que el arreglo mas recomendable para este cambiador sera el triangular.
4.1.6. Pitch
El pitch es la distancia minima de centro a centro de los tubos. En el disefo térmico se considerdé que el pitch sera de 1”.
"4.2 CORAZA
4.2.1 Material de ja Coraza
PEMEX propone que el material de la coraza sea de placa de acero al carbon con especificacion SA-516-70, cuyo valor del esfuerzo de disefo a temperatura de disefio es de 17500psi.
4.2.2. Diametro de la Coraza
EI diametro interior de la coraza calculado por disefo térmico es de 35” pero se usara un diametro de 36” esto debide a que las bridas que se le colocaran para poder soportar los cabezales no existen en 35”.
4.2.3. Tolerancia para Corazas de Placa
El diametro interior de cualquier coraza hecha de placa no debera exceder ei diametro interior en mas de 1/8” en Ja circunferencia.
4.2.4. Espesor de la Coraza
La coraza debera tener un espesor determinado a partir de las férmulas de disefio que se encuentran en el Cédigo ASME Secc. VIil Div. 1, mas la tolerancia por corrosién, pero en ningun caso el espesor nominal de la pared debera ser menor al mostrado en la tabla 4.2.
TABLA 4.2 MINIMO ESPESOR DE PARED EN CORAZAS
(TODAS LAS DIMENSIONES EN PULGADAS)
DIAMETRO ESPESOR MINIMO NOMINAL DE LA ACERO AL CARBON ALEACIONES
CORAZA TUBO PLACA 8-12 Ced. 30. | 18 13-29 3/8 3/8 3/16
40-6000 ee 112 5/16
TABLA R-3.13, TEMA CLASE “R", 1978.
Ahora se debera calcular el espesor minimo requerido para la coraza de acuerdo con los valores que son proporcionados por PEMEX y el disefio térmico.
Para el calculo del espesor se debera tomar el valor de 0.85 para la eficiencia de la soldadura, esto es debido a que si se tomara el valor de 1, se tendria una placa delgada y por consiguiente barata, pero se tendria que radiografiar el cordén de soldadura a! 100%, esto elevaria considerablemente el valor del equipo debido a la longitud del cilindro; si se tomara el valor de 0.7 como eficiencia de la soldadura, reduciriamos el precio del radiografiado del equipo considerablemente, pero esto significa un incremento considerable en el costo del material para el equipo. Como se
35
puede observar el valor de 0.85 es el mas conveniente ya que proporciona un costo medio de radiografiado y material proporcionandonos la garantia suficiente para utilizar el equipo. Para realizar e| calculo se utiliza la formula proporciona en el Codigo ASME Secc. Vill Div.1 con los siguientes datos:
Material: SA-516-70 S = 17500 Ib/in? E=0.85 P = 300 Ib/in’ R=18in C = 1/16"
_ PR .
SE-06P TE (4 2)
(300)(18) _ 5400 5400 = = = = 0 3674" (175000 85)-0.6(300) 14875180 14695
t = 0.3674 + 0.0625 = 0.4299"
El valor minimo debera ser segun la tabla 4.2 de 7/16” nosotros tenemos un valor menor lo que nos obliga a igualar e! diametro minimo que el cédigo nos pide, asi que eligiéremos el estandar inmediato superior que es un valor de 7/16”.
4.2.5 Bridas de la Coraza
Debido a que se tiene un cambiador de tipo AEP, la coraza debera de contar con dos bridas una en el extremo que da al cabezal fijo y sirve para mantener unida la coraza con el canal del cabezal fijo y otra brida que debera de ser colocada en el extremo opuesto para mantener unido el cabezal flotante a la coraza, en este extremo se tendraé una caja de empaque por el lado de la coraza y una brida prensa empaque por el lado del cabezal flotante, este arreglo se estudiara con mayor detenimiento en el punto 4.4.3
Basandose en experiencias anteriores y de acuerdo a Ia literatura existente se
recomienda el uso de bridas de cuello soldable sin cara realzada para la coraza, esto
debido a que las bridas de cuello soldable soportan altas presiones asi como la vida util
es mayor, y en lugar de llevar una cara realzada, la brida debera llevar un rebaje de un
diametro equivalente a la cara elevada de 3/16” de profundidad, esto con el fin de poder
alojar al espejo fijo, debido a esto las bridas de la coraza seran bridas de cuello
soldable (welding neck) y deberan estar hechas en acero forjado SA-181.
56
Las dimensiones de la brida se muestran en la tabla CT-15 y CT-16 y nos dan como resultado:
BRIDA LADO CABEZAL FIJO
Material de la Brida SA-181 Tamafio Nominal del Tubo 36” Diametro de la Perforaci6n 36” Longitud de la Campana 6.35” Diametro de la Campana en el Punto de 36.5"
Soldadura. Diametro de la Campana en la Base 39” Diametro exterior de ia Brida 50” Espesor de la Brida 3.13” Diametro del rebaje 40.25" Profundidad dei rebaje 3/16” Material de Los Esparragos SA-193-B7
Material de las Tuercas SA-194-214 Numero de Esparragos 32 Diametro de los Esparragos 2” Didmetro de los Barrenos para Esparragos 2.125" Circulo de Esparragos 46" Longitud de tos Esparragos 13%"
BRIDA LADO CABEZAL FLOTANTE (BRIDA PORTA EMPAQUE y PRENSA EMPAQUE’)
Material de la Brida SA-181 Tamafio Nominal del Tubo 36” Didmetro de la Perforacion 36”
Longitud de la Campana 6.35" Didmetro de la Campana en el Punto de 36.5”
Soldadura. Didmetro de la Campana en Ia Base 39” Didmetro exterior de la Brida 50” Espesor de ja Brida 3.13” Diametro exterior de la Cara Elevada NO TIENE Espesor de la Cara Elevada NO TIENE Material de Los Esparragos SA-193-B7 Material de las Tuercas SA-194-2H Numero de Esparragos 24 Diametro de los Esparragos 5/8” Didmetro de los Barrenos para Esparragos 6/8" Circulo de Esparragos 46”
Longitud de los Esparragos 13%"
Para ver los detalles de la brida prensa empaque y porta empaque consulte el punto
4.46.
4.2.6. Longitud de la Coraza
La longitud total de la coraza sera igual a la longitud de los tubos, es decir tendra
una longitud total incluyendo bridas de 16. 7ft.
‘ Los didmetros y medidas de la brida prensa empaques, asi como las medidas de la caja porta empaques se
encuentran cn la seccién 4.4.6.
57
4.3 CABEZAL FIJO
4.3.1 TIPO DE CABEZAL
El disefio térmico indica baséndose en el Cédigo TEMA Clase “R”, el cabeza fijo sera Tipo A, esto quiere decir que sera un cabezal fijo con cubierta y canal removible.
4.3.2 CANAL
Se llama canal al cuerpo del cabezal, donde son fijadas las boquillas de entrada y salida, asf como, la brida que sujeta al cabezal con la coraza y la que sujeta la tapa al canal.
4.3.2.1 Material del Canal
PEMEX sugiere que el material del canal sea de acero al carbén con especificacian SA-516-70.
4.3.2.2 Diametro del Canal
El Cédigo TEMA “R” indica que el diametro interior del canal debera ser igual al diametro interior de la coraza que es de 36” segun se explica en el punto 4.2.2
4.3.2.3 Tolerancia para Canales
El diametro interior de cualquier canal hecho de placa no debera exceder el
diametro interior en mas de 1/8” en ja circunferencia.
4.3.2.4 Espesor del Canal
EI canal debera tener un espesor determinado a partir de las formulas de disefo que se encuentran el Cédigo ASME Secc. VII Div. 1, mas la tolerancia por corrosi6n, pero en ningun caso el espesor nominal de la pared debera ser menor que el espesor de la coraza.
Para el calculo del espesor se debera tomar el valor de 1 para la eficiencia de la soldadura, esto es debido a que el cabezal esta sujeto a una mayor presién que la coraza, ademas de que la distancia de radiografiado no es tan grande como en la coraza, la presidén de disefo sera la presién dei fluido lado tubos, en este caso es de 400 psi.
Datos: Material: SA-516-70 S = 17500 Ib/in? E=1 P = 400 Ib/in* R=18in Cc = 1/16"
58
(400)(18) _ 7200-7200 (17500)(1) - 0.6(400) 17500-240 17260
sy
= 0.4171"
f=0 4171+0.0625 = 0 4796"
El espesor calculado es de 0.4796” esto cumple con el valor minimo pero se necesita ajustar a un valor estandar, el valor mas cercano estandar sera 1/2”.
4.3.2.5 Area de Flujo
Para canales multipasos el area de flujo para cada uno de los pasos debera ser por jo menos igual a 1.3 veces el area de flujo de un paso a través de los tubos.
El area de flujo de un paso a través de los tubos es de 0.24 ft?, entonces el area de flujo necesaria para el canal por cada paso sera de 0.312 ft?.
4.3.2.6 Bridas del Canal
El canal llevara dos bridas una para sujetar la tapa del canal y otra para sujetar el canal a la coraza, ambas bridas deberan de ser de cuello soldable, y el material en el que se deben de suministrar sera acero forjado SA-181.
Las dimensiones para dichas bridas deberan de enconirarse en la tabla CT-1 y CT-2.
4.3.2.7 Longitud del Canal
La longitud interna del canal debera de ser como minimo 3 veces el diametro nominal de la boquilla mas el tamafio de las bridas, esto es debido a que se debera tener un espacio suficiente entre las bridas para poder colocar y soldar la placa de refuerzo y para poder soldar las bridas al canal, evitando que los cordones de soldadura gueden muy juntos.
En este caso la longitud del canal sera de 18” y la longitud de las bridas es de 0.79 ft cada una, esto nos da una longitud total de 3.08 ft.
4.3.2.8 Ranuras para la Placa de Divisién
El canal debera ilevar una serie de ranuras de acuerdo a la forma de la placa de divisién, dichas ranuras iran de lado a lado del canal, esto con el fin de que asiente la placa de division, dichas ranuras deberan tener una profundidad de 3/16” y un ancho igual al de la placa de division.
> Codigo ASME Sece VII Div. 1
39
4.4 CABEZAL FLOTANTE
4.4.1 Tipo de Cabezal
EI disefio térmico indica que basdndose en el Codigo TEMA Clase “R’, el cabezal flotante sera Tipo P, esto quiere decir que sera un cabezal flotante con espejo empacado exteriormente.
4.4.2 Cabezal Flotante Empacado Exteriormente
El cabezal flotante empacado exteriarmente, es basicamente una prolongacién o continuacion dei espejo flotante, hacia el exterior del recipiente, dicha proyeccién
servira como canal del cabezal flotante.
Debido a que el cabezal es una continuaci6én del espejo !a superficie cilindrica del espejo flotante empacado exteriormente y su costado estan en contacto con un empaque para evitar fugas, la superficie de contacto debe tener un maquinado fino equivalente a 63 RMS.
4.4.3 Material del Cabezal
El material requerido por PEMEX para los cabezales es el SA-516-70, pero en este caso se usara el material requerido para los espejos debido a que el cabezal es una proyeccién continua del espejo flotante, dicho material sera Bronce Naval con especificacion ASME SB-171.
4.4.4 Caja de Empaque y Prensa Empaques
La coraza debera tener un maquinado de acabado por el lugar donde pasa el espejo flotante, es decir en la caja de empaque. Cuando se usen empaques de asbesto se deberan de usar 3 anilios cuando se tenga 150 psi de presién o cuatro anillos si se tienen 300 psi de presion de disefo. La tabla 4.4 y la figura 4.1 muestran las dimensiones y detalles de las cajas de empaque.
4.4.5 Material del Empaque
El material del empaque debera ser compatible con el fluido que pasa por el lado
de la coraza.
El material mas recomendado para los empaques de cambiadores de calor es el asbesto, en este caso el asbesto es un material compatible con el agua.
4.4.6 Costado del Espejo Flotante
La longitud del costado sera igual a la longitud del canal esto debido a que se
tendra que tener el mismo arreglo para el flujo multipasos.
60
FIGURA 4.1 DIMESIONES PARA CABEZALES EMPACADOS EXTERIORMENTE
1/
32"
MAX
TABLA 4.4 DIMESIONES PARA CABEZALES EMPACADOS EXTERIORMENTE
300 PSI CLASE 600°F MAXIMO (TODAS LAS DIMENSIONES EN PULGADAS)
TAMANO A B D E F ESPARRAGOS No. TAMANO
8 3/8 TH16 1 5/8 1 ” 4 5/8 g-13 3/8 7H16 1 5/8 i % 6 5/8 14-17 3/8 7/16 15/8 1 % 8 5/8
18-21 3/8 716 1 5/8 1 % 10 5/8
22-23 3/8 TI16 15/8 4 a 12 5/8
24-29 % 9/16 2% 11/8 4 16 9/8
30-33 % 9/16 2% 11/8 4 20 5/8
44-51 5/8 11/16 2% 1h 1% 28 5/8
52-60 5/8 116 2% 1% 1% 32 5/8
NOTA E&I tamafo nominal del empaque es el mismo de la dimension A
TABLA R-5.22 TEMA CLASE “R", 1978.
61
4.5 TAPAS
4.5.1 Tipo de Tapas
Existen diferentes tipos de tapas, pero para este caso debido a que es un cambiador AEP se requiere usar tapas planas, las cuales podran ser analizadas como si fueran bridas ciegas.
4.5.2 Material de las Tapas
El material de las tapas debera ser de preferencia el mismo que de fos cabezales, para nuestro caso SA-516-70.
Debido a que la tapa sera plana y se colocaran bridas ciegas, estas deberan ser
de acero forjado SA-181.
4.5.3 Espesor de la Tapa
Los espesores de las tapas deberan estar regidas por las formulas que proporciona el Cédigo ASME Div. Vill Secc. 1. En nuestro caso se utilizara una brida ciega en forma de tapa, el espesor de dicha brida se puede encontrar el la tabla CT-3, pero se debera verificar por medio del calculo que el espesor encontrado soporta la presion de disefio.
El célculo solo se realizara una vez pues las tapas tanto del cabeza! fijo como del cabezal flotante deberan cumplir los mismos requisitos, y ambas tapas seran iguales.
A continuacién se calculara el espesor de la tapa para el cabezai fijo, las formulas aplicables para este tipo de tapas son:
IC'P C'P 1.9Whg t=d 7 (4.4) tad SE’ Skdi ee (4.5)
Las ecuaciones anteriores seran usadas con las siguientes restricciones:
1. Latapa debera ser ciega 2. Debera ser circular 3. El espesor obtenido sera el minimo requerido y debera de aumentarse el margen
por corrasi6n.
4. La ecuacién dos sera utilizada para calcular tapas planas atornilladas, y se deberan
utilizar las condiciones de operacién y de sella de empaque independientemente y
se usara la mayor de ellas.
Para las condiciones de operacién, el valor de “P” sera dado por la presion de
disefio, el valor “S” se tomara a la temperatura de disefio y el valor de “W” sera ei que
resulte mayor de:
Wm, = 0.785G?P + 20RGMP eee (4.6) Wm = GY ooo (4.7)
Para ias condiciones de selio del empaque, se tomara P=0, el valor de “S” ala temperatura ambiente y “W” sera:
donde:
Ab = Area transversal neta de [os tornillos en in? Am = Area transversal requerida de los tornillos tomada como la que resulte
mayor de Am; y Amz en in? Am; =Area transversal neta requerida de los tornillos en condiciones de
operacion en in? = Wmo/Sp Amz =Area neta de los tornillos en in? = Wm/Sa
b = =Ancho efectivo de contacto del empaque (ver tabla CT-11) bo =Ancho basico del empaque (ver figura tabla CT-11)
C’ =Constante adimensional que depende de la forma de unin entre la tapa y el cilindro (ver figura BF-1)
d =Diametro medido como se indica en la figura BF-1 E =Eficiencia de la soidadura G =Diametro donde se localiza la reaccién del empaque en pulgadas (ver
tabla CT-11) hg =Brazo de palanca radial, distancia radial de la linea de centros de
barrenos a la linea de reaccién de empaque en in, (ver tabla CT-11)}
m =Relacién tr/ts adimensional o factor de empaque (ver figura en tabla CT-12)
tr =Espesor requerido en el cuerpo ts =Espesor real del cuerpo P _=Presion de disefio S =Esfuerzo maximo permisible de material de ta tapa a tensién y a la
temperatura de diseho Sa =Esfuerzo maximo permisible del material de los tornillos, a temperatura
ambiente Sb =Esfuerzo maximo permisible dei material de los tornillos a temperatura de
diseno. t | =Espesor minimo requerido en la tapa, sin considerar corrosién
W =Carga total de los tornillos y =Carga maxima permisible en el empaque o en la superficie de sello (ver
tabla CT-12) R_ _=Radio interior de la coraza
63
De las variables anteriores se tienen los siguientes datos:
Material de Tapa: SA-184 Do= 0.25” Material de Tornillo: SA-193-B7 = 3.1418”
= - 4 = 48.25" = 47500 Ib/in? = 18.25"
Sa= 25000 Ib/in? hg= 4.75” Sez 25000 Ib/in? m= 2.75
= 18” y= 3700 Ibfin? C= 0.3 P= 400 Ib/in*
= 0.25
Primero se calcularan el espesor para fas condiciones de operacién substituyendo valores en jas formulas correspondientes, de esta manera se tiene:
Wm, = 0.785G?P + 2baGmP Wm, = nbGy
Wm, = 0.785(18.25)? (400) + 2(0.25)(3.1415)(18.25)(2.75)(400) Wm, = 104581.325 +31532.8062
Wm, =136114.43125
Wm, = (3.1415)(0.25)(18.25)(3700) Wm, = 53032.44
E! valor-de W sera entonces el valor de Wm, entonces se substituye en la siguiente ecuacion:
CP 19Whg t=d,j/—— ;
SE SEd
i 1825) (0.3)(400) 1 9036114 4312)(4.75)
(17500)(1) — (17500)(1)(18.25)
t= 18.25y 0.0068 + 0.01154
= 18.25 0.01834
t= 2.47"
Ahora se calculara el espesor de la tapa para las condiciones de sello de empaque, teniendo asi:
donde Am sera el que resulte mayor de:
_ Wn Wm A = 2 = 2
mS Am =o
53032.44 53032. 44 m, = Am, =
25000 25000
Am, = 2.1212 Am, = 2.1212
entonces W sera:
2.1212 + 31415 W =~ (25000)
2
W = 65783.75
substituyendo en la farmula para calcular el espesor se tiene:
CP 19Whg “SE SEd>
(0.3)(0)__ 1.9(65783.75)(4.75) VW a7500, * (17500)(1)(18.25)°
= 18.25¥ 0.0055
t= 1,36"
Como se puede ver el resultado de los calcuios realizados tanto por condiciones de sello del empaque, como por condiciones de trabajo son menores al obtenido en la tabla CT-3, por tanto se puede utilizar con toda seguridad el valor estandarizado para este tipo de bridas que es de 3” de acuerdo a la tabla CT-3.
65
4.6 PLACA DE DIVISION
Las placas de division tienen la funcién de dividir tanto al canal como a los espejos, para pgder crear cabezales multisegmentados; es decir poder crear 2 0 mas pasos por el lado de los tubos.
4.6.1. Espesor de la Placa de Division
El espesor de la placa de divisién debera ajustarse a lo mostrado en la tabla 4.5, de acuerdo a lo especificado en el Codigo TEMA Clase “R”.
TABLA 4.5 MINIMO ESPESOR PARA PLACAS DE DIVISION
(TODAS LAS DIMENSIONES EN PULGADAS)
| TAMANO NOMINAL DE ACERO AL CARBON ALEACION LA CORAZA MENQS DE 24 3/8 Va
TABLA R-8 131, TEMA CLASE “R’, 1978.
El espesor de placa requerido para el cambiador que se esta disefiands, sera el
dev’.
4.7 EMPAQUES
4.7.1 Material de los Empaques
Los empaques deberan ser de una sola pieza. Los empaques utilizados deberan de ser compatibles con los filuidos que se manejen dentro del cambiador, esto para evitar que el empaque sea corroido por el liquido provocando fugas y también, para evitar que el fluido sea contaminado por el empaque. El material de todos los empaques sera asbesto, esto debido a su compatibilidad con los fluidos y a que la norma TEMA R R-6.2 nos dice que este material sera usado cuando se manejen derivados dei petréteo
y para presiones de 300 psi y mayores.
4.7.2 Espesor de los Empaques
Los empaque se fabrican en diferentes espesores que pueden ir desde 1/32”
hasta el espesor necesario. De acuerdo con la Norma todos los empaques que se
utilicen en cambiadores mayores de 23” deberan de tener un ancho de asentamiento
minimo de %”.
Todos los empaques utilizados deberan de tener una tolerancia de desviacion
con respecto a cualquier plano no mayor de +1/32” y esta desviacion no debera ocurrir
en un angulo menor de 20°.
66
4.7.2.1 Empaques lado coraza
Los empaques que se pueden identificar lado coraza para este equipo son aguellos que se encuentren en contacto propiamente con ja coraza, dentro de estos
estan los empaques de la caja porta empaques que son 3 anillos tendran un espesor de 5/8” cada uno y un ancho de asentamiento de %’.
Existe otro empaque que sera el que realizara el sello entre la coraza y el espejo fijo dicho empaque tendra un espesor de 1/8” y un ancho de asentamiento de 1/2”.
4.7.2.2 Empaques lado Tubos
Los empaques lado tubos son aquellos que se encuentran en contacto con el fluido que pasa lado tubos, y se encuentran en el cierre de las tapas con sus respectivos canales.
Estos empaques tendran fa forma que habran de sellar con un espesor de 1/8” y un ancho de asentamiento de %’.
4.7.3 Forma de los Empaques
La forma de los empaques esta dada por la forma que habra de sellar.
67
4.8 BRIDAS Y CUELLO DE BOQUILLAS
4.8.1 Material de Bridas y Cuello de Boquillas
El material de las bridas sera de acero forjado SA-181 y el material para las boquillas sera SA-105 para el lado de los tubo y para el lado de la coraza.
4.8.2. Bridas
4.8.2.1 Tipo de Bridas
Todas las bridas utilizadas para la entrada de los fluidos asi como para las salidas deberan ser bridas de cuello soldable (Welding Neck). Esto debido a que soporta condiciones severas de operacidn, resultante de altas presiones, o de bajas temperaturas (casi 0°C o menores), ademas de ser recomendadas por el cddigo.
4.8.2.2 Cara de las Bridas
Las bridas tanto de la coraza como las del cabezal deberan de ser de cara realzada (Raised Face), esto con el fin de tener un buen sello en la conexién ademas
de ser las mas recomendadas para este tipo de equipos.
4.8.2.3 Dimensiones de las Bridas
Las dimensiones de !as bridas estaran dadas en funci6én del didmetro nominal dei tubo y a la presién a la que estaran sometidas, debido a que se manejan presiones y caudales diferentes en el lado tubos y en el lado coraza se deberan seleccionar por separado.
a) Bridas Lado Coraza
De acuerdo a los calculos realizados por el disefio térmico para poder manejar el caudal necesario se necesitan bridas que tengan un didmetro interior de 7”. Debido a que comerciaimente no existen bridas de dicho diametro se utilizara una brida de 8” y reduciremos la velocidad del fluido para poder mantener el caudal constante. Esta brida debera poder soportar una presién de disefio de 300lb. Los datos obtenidos deberan estar respaldados por la norma ANSI 16.5.
Las dimensiones de las bridas seran obtenidos por medio de la tabla CT-7 y CT-8.
Material de la Brida SA-181 Tamafo Nominal del Tubo 8" Diametro de la Perforacién 7.98” Longitud de la Campana 4 3/8” Diametro de la Campana en el Punto de 8.63” Soldadura. Diametro de la Campana en la Base 10% Diametro exterior de ia Brida 15” Espesor de ta Brida 4 5/8”
68
Diametro exterior de la Cara Elevada 10 5/8” Espesor de la Cara Elevada THe’ Material de Los Esparragos SA-193-B7 Material de las Tuercas SA-194-2H Numero de Esparragos 12 Diametro de los Esparragos 718° Diametro de los Barrenos para 1” Esparragos Circulo de Esparragos 13” Longitud de los Esparragos 5%
b) Bridas Lado Cabezal
Basandose en los datos de disefio térmico las bridas que se utilizaran para introducir el fluido en ei lado tubos deberdn de ser de 6” de diametro nominal, dichas bridas estaran disefiadas para soportar una presién de disefio de 400Ib.
Los datos de dimensiones se obtendran por medio de la tabla CT-9 y CT-10.
Material de la Brida SA-181
Tamaro Nominal del Tubo 6" Diametro de la Perforacion 6.07” Longitud de la Campana 3 7/8" Diametro de la Campana en el Punto de 6.63” Soldadura. Diametro de la Campana en la Base 8 1/8"
Diametro exterior de la Brida 12%" Espesor de la Brida 176" Diametro exterior de la Cara Elevada 8% Espesor de la Cara Elevada Ne Material de Los Esparragos SA-193-B7 Material de ias Tuercas SA-194-2H Numero de Esparragos 42 Diametro de los Esparragos 7/8” Diametro de los Barrenos’ para 1” Esparragos Circulo de Esparragos 10 5/8” Longitud de los Esparragos 6”
4.8.3 Boquillas para Bridas
La boquilia de la brida es el tubo que no sirve de uni6n por un tado con la coraza
y por el otro con la brida, dicho tubo debera de tener una dimension determinada en base a caiculos o por medio de tablas. El material de las boquillas sera SA-105, esto con el fin de mantener la compatibilidad entre los materiales de la boquilla y la brida, en el momento de la soldadura.
Se utilizan las tablas que proporciona la norma ANSI, para encontrar la longitud del tubo, dicha longitud esta dada por dos valores, el primero es la proyeccion del tubo
69
por fuera de la coraza, el segundo valor sera la proyeccién hacia el interior del equipo, ambas distancias estan medidas a partir de la superficie de !a coraza o canal.
Para obtener los valores necesarios se utilizaran las tablas CT-13 y CT-14. La tabla CT-13 no§S proporciona el valor de la proyeccién exterior de la boquilla y se deberan conocer los datos de la presién de disefio y el diametro nominal del tubo, la tabla CT-14 nos dara el valor de la proyeccidn interior de la boquilla y necesitamos los datos del diametro nominal del tubo y el diametro interior de la coraza o canal.
Los valores para Jas boquillas son los siguientes:
Boquillas para Bridas Lado coraza
Diametro Nominal del Tubo: = 8” Presion de Disefo: 300 Ib Diametro Interior de la Coraza: 36” Proyeccién Exterior: 8” Proyeccion Interior: 0.500”
Boquillas para Bridas Lado Canal
Diametro Nominal dei Tubo: = 6” Presién de Disefio: 400 tb Didmetro Interior del Canal: 36” Proyeccién Exterior: 8” Proyecci6n Interior: 0.3125"
4.8.3.1 Espesor de la Pared de la Boquilla
E! tubo que se utilice como boquilla debera de tener un cierto espesor para soportar la presién de disefio, dicho espesor debera de ser calculado de acuerdo a las férmulas establecidas en el Cédigo ASME.
a) Espesor de la Pared de la Boquilla lado Tubos
E) espesor de la boquilia debera de ser igual al espesor de la brida en el punto de soldadura pero en ningun caso este espesor debera ser menor al calculado, la formula que se utiliza para este calculo se encuentra en el Codigo ASME Secc. VIII Div. 1.
Datos:
Material: SA-105 Diametro Interior: 6” Presion de Disefio: 400Ib Esfuerzo: 17500 tb/in? Eficiencia: 4
70
j2—PP SE -0.2P
- p= (40006) 2400 _ 7 (17500)(1) (0 2)(400) 17420
El espesor minimo de pared para la boquilla sera de 0.1377”, pero como debera ser igual al espesor de la boquilfa en el punto de soldadura el espesor real sera de 0.5”.
b) Espesor de Ia Pared de las Boquillas Lado Coraza
El espesor de la boquilla debera de ser igual al espesor de la brida en el punto de soldadura pero en ningun caso este espesor debera ser menor al calculado.
Datos:
Material: SA-105 Diametro Interior: 8” Presién de Disefio: 300Ib Esfuerzo: 17500 Ip/in? Eficiencia: 4
/-_PP SE~-0.2P
(300)(8) _ 2400 =" = 0.1376"
(17800)(1)— (0.2)(300) 17440
El espesor minimo de pared para la boquilla sera de 0.1376”, pero como debera ser igual al espesor de la boquilla en el punto de soldadura el espesor real sera de 0.625”.
4.8.3.2 Placa de Refuerzo para Boquillas
Las placas de refuerzo para boquillas, son placas circulares de un diametro establecido que llevan una perforacion en el centro por donde pasara la boquilla. Dicha
placa sirve para reponer e/ material que se ha removido tras haber perforado el casco
del carbiador y poder asi mantener la resistencia dei equipo.
El diametro y espesor de la placa, asi como, la forma de soldar de Ja placa al casco 0 al canal se especifican en la tabla CT-15 y CT-16.
Para obtener los valores de la placa se necesitaran los datos dei diametro
nominal de la boquilla, la eficiencia de la soldadura y e! espesor del cuerpo perforado.
71
a) Lade Tubos
Diametro Nominal de la Boquilla Eficiencia de ja Soldadura Espesor del Cuerpo Espesor de Ia Placa
Diametro de la Placa Soldadura
b) Lado Coraza
Diametro Nominal de la Boquilla Eficiencia de la Soldadura Espesor de! Cuerpo Espesor de la Placa Diametro de la Placa Soldadura
4.8.4 Localizacion de las Boquillas
6
85% 15/32" 15/32” 10% Todo alrededor con bisel y filete
3
85% 15/32” 15/32” 13% Todo alrededor con bisel y filete
Las boquillas que se instalen en el cambiador de calor deberan localizarse a una
distancia de 1.5 veces e| diadmetro de la boquilla a partir del cordén de soldadura que une la brida con el canal o la coraza.
En nuestro caso las boquillas que se instalaran lado coraza estaran a 12 pulgadas a partir del cordén de soldadura de cada brida. :
Las boquillas del cabezai fijo de instalaran justo al centro del canal.
4.9 ESPEJOS
Los espejos son de las piezas principales de los cambiadores de calor, dichas piezas tienen la funcion de mantener separados los fiuidos que se encuentran en el cambiador, al mismo tiempo que soportan los tubos por donde pasa uno de las fluidos.
En nuestro caso tendremos dos tipos de espejos, el espejo fijo y el espejo flotante tipo P. Ambos espejos habran de disefarse de acuerdo a las necesidades dei cambiador
4.9.1 Material de los Espejos
El material de ambos espejos sera Bronce Naval de acuerdo a los requerimientos de PEMEX.
4.9.2 Espesor de los Espejos
Existen dos tipos de espesores que son:
Espesor Efectivo del Espejo. De acuerdo al Cddigo Tema R R-7.121 y R-7.122 el espesor efectivo del espejo sera el espesor medido desde el fondo de la ranura de ja placa de divisitn menos ta tolerancia por corrosion lado tubos y la tolerancia por corrosién lado coraza.
Espesor Requerido Efectivo del Espejo. Este espesor para cualquier tipo de cambiador de calor estara determinado por las formulas de los siguientes parrafos y sera calculado tanto para jas condiciones del lado tubos como para las del lado coraza, usando el espesor que resulte mayor.
4.9.3 Espejo Fijo
4.9.3.1 Diametro del Espejo Fijo
El diadmetro del espejo fijo debera ser igual y en ningun caso menor al diametro de la cara elevada de la brida de| cabezal fijo. En nuestro caso el diametro del espejo fijo sera de 40 %”, esto con el fin de que asiente en el diametro de la cara elevada y de esta manera quede perfectamente sellado.
El espejo debera de tener una tolerancia de +1/32” en un arco no menor de 20° con respecto a cualquier plano.
4.9.3.2 Espesor del Espejo Fijo
Para determinar el espesor del espejo fijo debera de calcularse dicho espesor por cortante y por flexion utilizando el espesor que resulte mayor.
E! espesor calculado por medio de las siguientes formulas sera ei valor del espesor efectivo del espejo, este espesor lleva incluido el espesor por reposicion de material, a dicho espesor habra que agregarle la tolerancia por corrosion y el ancho para efectuar la ranura para la placa de divisién.
73
a) Espesor por Flexién
La férmula que se utilizara para realizar el calculo por flexi6n se encuentra en el Cédigo TEMA Clase R y es:
donde:
T = Espesor efectivo dei espejo, plg. S = Esfuerzo permisible a la tension a la temp. de diseno P = Presién de disefo lado coraza o lado tubos F y G seran definidos en la seccién 4.9.3.3
b) Espesor por Cortante
La férmula que se debera utilizar para realizar el calculo del espesor por cortante se encuentra en el Cédigo TEMA Clase “R” y es:
0.31D, (P T - 9312. (2 ceeeesessnsaeveees (4.11) cs
T = Espesor efectivo de! espejo, plg. S = Esfuerzo permisible a la tension aia temp. de diseno, psi P = Presién de disefho tado tubos 0 lado coraza, psi DL = 4 AC = diametro equivalente dei limite perimetral dei centro de tubos, pig C = Perimetro del arregio de tubos medido de centro a centro de los tubos, pig. A = Area total dentro del perimetro C, pig? Do = diametro exterior de los tubos, pig
P = pitch
donde:
4.9.3.3 Constantes para Espejos con Empaque
Estas constantes deberan utilizarse siempre que el espejo necesite un empaque para ser unido a la parte que mantendra sujeto el espejo.
Los valores de las constantes para espejos flotantes y espejos fijos, con excepcién cuando se tengan tubos en U, de acuerdo con la norma TEMA R-151 son:
G = Diametro central del empaque, plg
F = Multiplicador de espesor = 0.3
74
4.9.4 Espejo Flotante
4.9.4.1 Diametro del Espejo Flotante
El diametro del espejo flotante sera, de acuerdo a los datos obtenidos en ja tabla 4.4 de 35 15/16" minimo y maximo de 35 31/32”, esto debido a que debera de existir una separaci6n entre el espejo flotante y la coraza, dicha separacién nunca debera ser mayor de 1/32”.
4.9.4.2 Espesor del Espejo Flotante
Para determinar el espesor de! espejo flotante debera de calcularse dicho espesor por cortante y por flexidén utilizando el espesor que resulte mayor.
a) Espesor por Flexién
La formula que se utilizara para realizar el calculo por flexién se encuentra en el Cédigo TEMA Clase R y es:
raf iP 28S
donde:
T = Espesor efectivo del espejo, plg. S = Esfuerzo permisible a la tension a la temp. de disefio P = Presi6on efectiva de disefio por flexidn (secci6n 4.9.4.4) F y G seran definidos en la seccién 4.9.4.3
b) Espesor por Cortante
La formula que se debera utilizar para realizar el calculo del espesor por cortante
se encuentra en el Cédigo TEMA Clase “R’ y es:
r= 03D, (=)
(2) P donde:
T = Espesor efectivo del espejo, plg. S = Esfuerzo permisible a la tension a la temp. de disefio, psi P = Presion efectiva de disefio a tensidn (seccidn 4.9.4.4) D, = 4 AIC = didmetro equivalente del limite perimetral del centro de tubos, pig
C = Perimetro de! arreglo de tubos medido de centro a centro de las tubas, pig.
A = Area total! dentro del perimetro C, pig? Do = diametro exterior de los tubos, pig
P = pitch
75
4.9.4.3 Constantes para Espejos con Empaque
Estas constantes deberan utilizarse siempre que el espejo necesite un empaque para ser unido a la parte que mantendra sujeto el espejo.
Los valores de las constantes para espejos flotantes y espejos fijos, con excepcién cuando se tengan tubos en U, son:
G = Diametro central del empaque, plg F = Multiplicador del espesor = 0.3
4.9.4.4 Presién Efectiva de Disefio, Espejo Flotante Tipo P
El espesor de los espejos en cambiadores cuyos cabezales flotantes estan empacados o son una proyeccion cilindrica de] espejo flotante, deben caicularse como espejos estacionarios usando las formulas y términos definidos a continuacién:
a) Presién Efectiva de Disefio por Flexién. La presién de disefo efectiva que debera usarse en la formula mostrada en la seccién 4.9.4.2 esta dad por la férmula de Cédigo TEMA Clase *R’:
s
2 2 pap +p L250’ =D Dd.) DFG
donde:
P; = Presién de disefio lado tubos P, = Presion de disefo lado coraza D = Diametro exterior del espejo flotante
D, = /4A/2 = Didmetro equivalente del limite perimetral del centro de tubos, usando A
como se definié en la seccién 4.9.4.2 inciso b.
F y Gcomo se definieron en la seccidn 4.9.4.3
b) Presién Efectiva de Disefio a Cortante. La presién efectiva de disefio por cortante
esta dada por la formula dei Codigo TEMA Clase “R”:
2_ p2 parer(2oP). ar e
donde:
P; = Presion de disefio lado tubos P, = Presion de disefio lado coraza D = Didmetro exterior del espejo flotante
De = V4A/2 = Didmetro equivaiente del limite perimetral del centro de tubos, usando A
como se definid en la seccién 4.9.4.2, inciso b.
76
4.9.5 Memoria de Calcule del Espejo Fijo
Utilizando las formulas anteriormente mencionadas se procedera a calcular los espesores posibles del espejo, tomando el mayor para el uso practico.
4.9.5.1 Espesor por Flexion
a) Lado Tubos
donde:
F=03 G = 40” P = 400 psi S = 20000 psi
Substituyendo:
(0.340) [ 400 ~"~2~-¥20000
T = 60.02
T = (60.1414) T =0.8484"
T
a este espesor se agrega la tolerancia por corrosién:
T=T + 2tc
T = 0.8484 + 2(0.0625)
T = 0.9734”
El valor del espesor calculado por flexién es de 0.9734”.
b) Lado Coraza
FB P T= FO |P 2 \8S
donde:
F=0.3 G = 40” P = 300 psi $ = 20000 psi
77
Substituyendo:
_ 0.3440) [ 300_ 2 20000
T =6 70.015 T = (6)(0.1224) T = 0.7348"
T
a este espesor se le agrega la tolerancia por corrosién:
T=T + 2tc
T = 0.7348 + 2(0.0625)
T = 0.8598”
Ei valor del espesor calculado por flexién es de 0.8598”.
4.9.5.2 Espesor por Cortante
a) Lado Tubos
donde: -
Di = 32.1468 in? do = 0.78” pet
P = 400 psi S = 20000 psi
Substituyendo:
_ oe 400 }
(1-22) 20000 1
9.9655 0.02
0.25 ( }
T = 0.7972"
T=
a este espesor se le agregara |a tolerancia por corrosion:
78
T=T+ 2tc
T = 0.7972 + 2(0.0625)
. T = 0.9222”
El valor del espesor calculado por cortante es de 0.9222”.
b) Lado Coraza
P
Te 0.31D, (=)
3) donde:
Di = 32.1468 in? dg = 0.75
p=1" P = 300 psi S$ = 20000 psi
Substituyendo:
7 = 2:3132.1468)(_300
[:- °25) 20000
1
T= 9.9695 (9 945) 0.25
T =0,5979"
a este espesor se le agregara la tolerancia por corrosion:
T=T + 2tc
T = 0.5979 + 2(0.0625)
J =0.7229”
El valor del espesor calculado por cortante es de 0.7229”.
79
4.9.6 Memoria de Calcula del Espejo Flotante
Utilizando las formulas anteriormente mencionadas se procedera a calcular jos espesores posibles del espejo, tomando el mayor para el uso practico.
4.9.6.1 Espesor por Flexion
donde:
F=0.3
G = 40” P = Presin efectiva $ = 20000 psi
Pa R+k
donde:
D = 35.9375" De = 32.9312” F=03 G=40° Pr = 400 psi Ps = 300 psi
Substituyendo:
raf je 2 VS
1 25(D* ~ Di y(D-D,) 3 DF*C*
1,25((35.9375)* — (32.93 12)? (35.9375 ~ 32.9312) P=400 <3
P=400+ 300)
- P= 454.1679 psi
Substituyendo:
T
T
r
T
(35.9375)(0.3)? (36.5)? |
778.0303
4308.99
P = 400+54.1679
(0.3\(40) [454.1679 “3 20000 = 60.0227 = (6)(0.1506) = 0.9041"
* Cédigo TEMA Clase “R”, Presién Efectiva de Disefio por Flexion
80
al espesor se le agregara la tolerancia por corrosion:
T=T + 2tc
T = 0.9041 + 2(0.0625)
T = 1.0291”
E\ valor del espesor calculado por flexién es de 1.0291”.
4.9.6.2 Espesor por Cortante
p= 031: (]
P donde:
Dy = 32.1468 in? do =0.75" pet”
P = Presion efectiva
$ = 20000 psi
donde:
D = 35.9375" De = 32.9312” P; = 400 psi Ps = 300 psi
Substituyendo:
(35 9375)? — (32.9312)? P = 400 + 300| ———_____———-
32.9312?
P = 400 + 300(0.1908)
P = 400+ 57.2656 P = 457.2656 psi
* Codigo TEMA Clase “R”. Presion Efectiva de Disefio por Cortante
81
Substituyendo:
_ VEE
- G 278) 20000
1
T= 2.9655 (6 9998) 0.25
T = 0.9088"
T=T+2tc
T = 0.9088 + 2(0.0625)
T = 1.0338”
El valor del espesor calculado por cortante es de 7.0338”.
4.9.7 Perforaciones en el Espejo
4.9.7.1 Diametro del Barreno y Tolerancias
Las perforaciones en los espejos debera de ajustarse su diametro y tolerancia a lo mostrado en la tabla 4.6 columna (a).
TABLA 4.6 DIAMETRO DE LAS PERFORACIONES Y TOLERANCIAS
(TODAS LAS DIMENSIONES EN PULGADAS)
Diametro Nominal de ja perforacién y tolerancia Sobre tolerancia inferior. (96% de los tubos
Diametro Medidas Estandar Medidas Especiales deben de cumplir con Nominal (a) (b) (c) y los restantes no del Tubo deben exceder (d))
Diametro | Tolerancia | Diametro | Tolerancia Nominal Inferior Nominal Inferior {C)
0.004 1.010
1% 1.264 0.006 1.261 0.003 0.003 0.010 | 1% 1.518 0.007 1.514 0.003 0.003 0.010
2 2.022 0.007 2,018 0.003 | 0.003 0.010
TEMA Clase “R’, Tabla R-7.41
4.9.7.2 Ligamentos del Espejo
La tabla 4.7 muestra las medidas permisibles para ligamentos, perforaciones y el espesor recomendado de la pared de los tubos.
TABLA 4.7 LIGAMENTOS Y ESPESORES RECOMENDADOS
(TODAS LAS DIMENSIONES EN PULGADAS)
Diam. | Pitch |B.W.G] Perf. | Ancho del Estandar Minimo del Ligamento Lig. Nom. Std. | tigamento Espesor del Espejo min.
1 1%" /2 2% |3 4 5 6 15/16 13 0.760 0.178 144 | 142) .139 | .137 | .135 | 131] .127 |) 1221 9.90
1-16| 12 0.302 .268 | .266 | .263 | .261 | .259 | 255] .251| 246) 159 1-1/8 12 0.365 .331 | .329 | 326 | 324 | 322 | 318) 314] 309] 185
4 1-1/4 10 1.012 0.238 .205 | .203] .202 | .200 | .198 | 195 | .192| .189) 420
4-5/116 9 0.300 .267 | .265| .264 | 262] .260 | 257] .254 | 251] 7450
4-3/8 9 0.363 330 | 328] 7327 | 325 | 323 | 320] 317] 314] 785
1—1/4 | 1-9/16 9 1.264} 0.298 - | 2647263] 262] .260 | .258 | .255 | 253] 150
1-1/2 | 1-7/8 8 1.518] 0.357 - | .324| 323 | .322 1.321} 318] .316! 314! 189
2 2-1/2 6 2.022| 0.478 - - | .445| 444 | 443 1.442] 440 7.438] 950
TEMA Clase “R”, Tabla R-7 42
4.9.7.3 Acabado del Barrenado
Las perforaciones en el espejo por donde pasaran los tubos, deberan estar libres de rebabas para prevenir que los tubos sean rasgados o perforados. La superficie
interna debera tener un acabado fino.
4.9.8 Junta Soldada de los Tubos
Cuando los tubos y el espejo, sean de materiales compatibles pueden ser
soldados.
4.9.8.1 Sello en la Junta Soldada
Cuando fos tubos vayan soldados al espejo los cordanes de soldadura se deberan ajustar a los valores mostrados en la tabla 4.7, para asegurar un buen sello.
4.9.8.2 Fabricacion y Pruebas de la Junta
En cada una de las perforaciones por donde pasaran los tubos, deberan de llevar
un abocardado de un diametro de 1/8” mayor que el diametro nominal del tubo y una
profundidad de 1/64”, esto para asegurar que la soldadura que sera a todo alrededor y
tope penetre completamente y tenga !a superficie de contacto necesaria.
Debera de radiografiarse al 0.85 cada union y el 96% de las uniones deberan de
cumplir tanto con el requisito de radiografiado como el mostrado en Ia tabla 4.7.
83
4.9.9 Ranura del Espejo para Placa de Division
El espejo debera de llevar una serie de ranuras que deberan de embonar con la forma y posicion de la placa de divisién, dichas ranuras seran de 3/16” de profundidad y el ancho sera de 1/64” mayores que el espesor de la placa de division.
4.9.10 Orificios de Arrastre
Todos los cambiadores con haz de tubos removible y cuyos diametros sean mayores de 12 pulgadas y/o los tubos excedan una longitud de 96 pulgadas, el espejo fijo debera de llevar 2 orificios tapados mientras se encuentra en servicio.
Estos orificios serviran para poder sacar el haz de tubos de la coraza.
4.9.11 Refuerzo del Espejo
El exceso de espesor que debera de llevar el espejo para reponer el material perdido por las perforaciones para los tubos, sera de 1/8” para el lado tubos y 3/8” para ei lado de la coraza.
84
4.10 MAMPARAS
4.10.1 Material de las Mamparas
PEMEX eSpecifica que el material para mamparas deberda de ser SA-36.
4.10.2 Corte de Mamparas
Las mamparas segmentadas o multisegmentadas o las placas para soporte de los tubos estan estandarizadas, pero otro tipo de mamparas es permisible. El corte de la mampara esta definido como el porcentaje del diametro interior de la coraza que se encuentra abierto. Las mamparas estan cortadas cerca de la linea de centros de un rengl6n de tubos o por ja parte exterior det arreglo de los tubos. Las mamparas deberan de tener un acabado de 250 RMS o mejor en Ia periferia y en el extremo del corte.
En nuestro caso, el disefio térmico indica un corte de 25% en la mampara.
4.10.3 Perforaciones en la Mampara
Las mamparas deberan llevar una serie de perforaciones con el mismo arreglo que llevan los espejos y se deben agregar las perforaciones necesarias para los tensores.
Cuando la longitud de tubos maxima sin soportes es de 36 pulgadas 0 menos, o los tubos tienen un diametro exterior mayor a 1 %’, las perforaciones deberan ser taladradas 1/32” mayor que el diametro exterior. Cuando la distancia sin soporte excede las 36 pulgadas, o los tubos tienen un diametro exterior menor a 1 %’, las perforaciones para los tubos deberan ser 1/64” mayor que el diametro exterior del tubo.
Todas las perforaciones deberan ser limpiadas de rebaba y material sobrante y tendran una tolerancia maxima de 0.010 pulgadas.
En nuestro caso tenemos que los tubos que se necesitan instalar en las mamparas son de 1” de diametro exterior, por tanto deberemos tener perforaciones de 1/64” mayores, es decir perforaciones de 1 1/64” + 0.01”.
4.10.4 Separacién entre Mamparas y Coraza
Las mamparas transversales deben tener una diferencia entre el diametro interior de la coraza y el diametro exterior de la mampara, esta diferencia no debe exceder lo mostrado en la tabla 4.8.
85
TABLA 4.8 DISTANCIA ENTRE LA CORAZA Y LA MAMPARA
(TODAS LAS DiMENSIONES EN PULGADAS)
DIAMETRO NOMINAL DE LA CORAZA DISTANCIA ENTRE MAMPARA Y CORAZA
8-13 0.100 14-17 0.125 18-23 0.150 40 - 54 0.225
TABLA R-4.3, TEMA CLASE “R"
Al tener nosotros un diametro interior de la coraza igual-a 36” la distancia entre la coraza y la mampara sera de 0.175”.
4.10.5 Claro entre Mamparas
El disefio térmico nos dicta que la mejor distancia entre mamparas sera de 17.5”.
4.10.6 Espesor de la Mampara
La tabla 4.9 muestra el espesor minimo de la mampara de acuerdo al diametro interior de la coraza y a la distancia entre mamparas.
TABLA 4.9 ESPESORES DE LA PLACA PARA MAMPARA
(TODAS LAS DIMENSIONES EN PULGADAS)
DIAMETRO ESPESOR DE LA PLACA NOMINAL DISTANCIA ENTRE MAMPARAS ADYACENTES O CLARO DELA ENTRE MAMPARAS
CORAZA 240 24A36 36 A 48 48A60 | MAS DE 60 MENOS
8-14 18 3/16 % 3/8 3/8 15-28 3/16 Va 3/8 3/8 ke
5/16 3/8 % 5/8 39 - 60 1/4 3/8 1/2 5/8 5/8
TABLA R4.41 TEMA CLASE "R’, 1978.
La tabla anterior nos muestra que el espesor de placa para mampara debera de ser de ”’.
4.11 PLACA DE CHOQUE
La placa de choque nos ayuda a prevenir o evitar la erosion en el sistema de tubos a la entrada o la salida. La placa de choque sera necesaria cuando la velocidad del liquido en la boquilla sea mayor de 10 fi/s.En nuestro caso se indica que la velocidad de los fluidos es menor de 10 ft/s, 9.6 ft/s para la nafta y 7.17 ft/s para el agua.
4.12 TENSORES Y ESPACIADORES
Los tensores y espaciadores sirven para poder mantener el sistema de mamparas unido y nos ayudan a mantener las mamparas y placas de soporte en su posicién. Los tensores y espaciadores deberan ser de un material similar al de las mamparas.
4.12.1 Material de los Tensores
Los tensores deberan ser de acero comercial en nuestro caso seran de acero al carbén SA-36
4.12.2 Numero y Tamafio de los Tensores.
La tabla 4.10 muestra ef numero y tamafio de los tensores para los diferentes tamafios de cambiadores. Otra combinacion de tensores en numero y diametro en materiales equivalentes esta permitida siempre y cuando, no sean menos de cuatro y su diametro no sea menor de 3/8”.
TABLA 4.10 STANDARES PARA TENSORES (TODAS LAS DIMENSIONES EN PULGADAS)
DIAMETRO NOMINAL DIAMETRO DEL NUMERO DE DE LA CORAZA TENSOR TENSORES
8-15 3/8 4 16-27 3/8 6 28 ~ 33 ve 6
49-60 % 10
TABLA R4.71 TEMA CLASE “R”, 1978
En nuestro caso se utilizaran 8 tensores de %’.
4.12.3 Distribucién y Fijacion de Jos Tensores
La distribucién de los tensores se hara en el espejo fijo de manera
geométricamente equivalente.
Los tensores deberan ser soldados al espejo fijo, y las mamparas se fijaran a los tensores por medio de un cordén de soldadura en ambos lados de la mampara.
87
4.13 ORIFICIOS ESPECIALES
Los cambiadores de calor llevan una serie de orificios extras que tienen diferentes funciones cada uno. Algunos de estos orificios sirven para colocar instrumentos de medicidn y otros para venteo y para drene.
4.13.1 Orificios de Venteo y Drene
Tanto el lado tubos como el lado coraza deberan de llevar en ei punto mas alto y en punto mas bajo un orificio de %” para que a través de ellos se realicen ias operaciones de drenaje y venteo, y en caso de ser necesario para purgar el equipo.
Dichos orificios deberan de permanecer tapados mientras e! equipo se encuentre en servicio.
4.13.2 Orificios para Instrumentos
En los cambiadores de calor debe de existir la posibilidad de conectar instrumentos de medicién para poder monitorear el comportamiento del equipo durante su operacion.
Los principales datos que deben de monitorearse en un equipo de este tipo son
presion y temperatura, ambas variables se deberan de monitorear para ambos fluidos tanto a la entrada al equipo como a |a salida.
4.13.2.1 Orificios para Manémetros
Todas las boquillas de 2” y mayores deberan estar provistas de un orificio
perpendicular al orifico principal de la boquilla, dicho orificio debera de ser de %’ de diametro minimo para poder colocar en ella un mandémetro.
4,13.2.2 Orificios para Termémetros
Todas las boquillas de 4” y mayores deben de tener un orificio de 1” para conexién horizontal de un termémetro.
88
4.14 SILLETAS
El método de disefio que mas se utiliza para el cdlculo de Jas silletas es e! presentado por L.P. Zick, este método es utilizado por el codigo ASME, por el estandar API 2510, por el estandar Britanico 1515.
Este método debe ser utilizado de acuerdo a las siguientes consideraciones:
1. Las condiciones de carga son diferentes cuando consideramos el recipiente total o parcialmente fleno.
2. Los esfuerzos en el recipiente son funcién del “angulo de agarre” de las silletas
3. Las cargas generadas por el peso propio del recipiente estan combinadas con otras cargas
4.14.1 Cargas a Considerar
4.14.1.1 Reacci6n en las Silletas
Se recomienda calcular las reacciones en las silletas, considerando el peso del recipiente lleno de agua.
4.14.1.2 Presion Interna
Ya que el esfuerzo longitudinal en los recipientes es solo la mitad de los esfuerzos circunferenciales, aproximadamente la mitad del espesor del envolvente nos sirve para soportar la carga debida al peso del! equipo.
4.14.1.3 Presion Externa
Si el recipiente no ha sido disefiado para soportar vacio total, porque se espera que el vacio solo ocurra en condiciones accidentales, se debera instalar una valvula rompedora de vacio, especialmente cuando la descarga del recipiente esté conectada a una bomba.
4.14.1.4 Cargas del Viento
Cuando la relacién t/r es muy pequefia en recipientes, estan expuestos a sufrir distorsién debida a la presién ejercida por el viento. De acuerdo con el Método de Zick. Las experiencias indican que un recipiente disehado para soportar una presién exterior de 1\b/in? tendra la resistencia suficiente para soportar las cargas externas a las que sera sometido en condiciones de operacién normales.
4.14.1.5 Cargas por Impacto
La experiencia nos ha demostrado que durante el embarque y transporte de los
recipientes a presion, pueden sufrir dahos debido a golpes recibidos. Debemos tener esto en mente al disefiar el ancho de las siiletas y jas dimensiones de las soldaduras.
89
4.14.2 Localizacion de las Silletas
Desde el punto de vista estético y econdémico, es preferible el uso de dos silletas unicamente, y esto es posible mediante el uso de anillos atiesadores en el recipiente, cuando usamos mas de dos silletas como soporte, corremos el riesgo de que algunas de ellas se “sienten” y en vez de ayudarnos a soportar el equipo, los soportes seran soportados por éste, involucrando cargas que originalmente no habiamos considerado.
La localizacién de las silletas esta determinado algunas veces por la posicién de boquillas o sumideros en el fondo del recipiente, pero siempre tratando de localizarlas en el lugar 6éptimo desde el punto de vista estético. En recipientes cuyo espesor de pared sea pequefo, y su diametro relativamente grande, se recomienda localizar los soportes cerca de Jas lineas de tangencia de las tapas, con el fin de utilizar estas como atiesadores. £1 lugar éptimo para localizar las silletas en este tipo de recipientes, es aqueli en el cual los momentos flexionantes resultantes son iguales tanto en los puntos donde estan localizadas las silletas como en el centro de la distancia entre eilas, la
localizacién de estos puntos es funcidn del angulo de agarre de las silletas. Al localizar las silletas, se recomienda que la distancia entre la linea de tangencia de las tapas y la silleta, nunca sea mayor de 0.2veces la longitud del recipiente.
4.14.3 Angulo de Agarre
El valor del minimo angulo de contacto entre Ja silleta y el cuerpo es sugerido por el Cédigo ASME con una magnitud de 120°, con excepcién de recipientes muy pequefios. Cuando disefamos un cuerpo cilindrico para soportar presién externa sin anillos atiesadores, el “angulo de agarre” es mandatorio y esta limitado por el Cédigo ASME a un valor de 120°.
4.14.4 Esfuerzos
Los recipientes cilindrico horizontales soportados por silletas, estan sujetos a los siguientes tipos de esfuerzos:
a) Esfuerzos longitudinales por flexion b) Esfuerzos de corte tangenciales c) Esfuerzos circunferenciales
La tabla CT-17 muestra la forma y formulas para desarrollar el calculo de los esfuerzos generados en el cuerpo de un recipiente cilindrico horizontal soportado por
dos silletas.
4.14.4.1 Esfuerzos Longitudinales por Flexion
Cuando se realice el calculo de este esfuerzo se deberan seguir las siguientes recomendaciones:
1. El maximo esfuerzo longitudinal S, puede ser de flexién o compresi6n 2. Cuando se calcule el esfuerzo a la tension, en Ja ecuacién de S; debemos usar el
valor de K; en vez del factor K
90
Cuando se calcule el esfuerzo a compresién en la ecuacién de S; debemos usar el valor de Kg en vez del factor K Cuando se usen anillos atiesadores en el cuerpo, el valor de K sera igual a 3.14 en la ecuacién para S, Cuando la rélacién t/R sea mayor o igual a 0.005 en un recipiente de acero, el esfuerzo de compresi6n no se debera tomar en consideracién y el recipiente sera disefado para trabajar solamente a presi6n interna. Si el valor de! esfuerzo maximo permisible es excedido por el valor de S; se deberan usar anillos atiesadores en el cilindro del recipiente.
4.14.4.2 Esfuerzos de Corte Tangencial
Cuando se realice el calculo de este esfuerzo se deberan seguir las siguientes recomendaciones:
Si se utilizan placas de respaldo en las silletas, el valor de la suma de! espesor del cuerpo mas el espesor de la placa de respaido debera ser utilizado como ts en las ecuaciones para calcular S2 haciendo que la placa de respaldo se proyecte R/10 sobre el extremo de la silleta y hacia los lados de la misma.
En recipientes sin anillos atiesadores, el maximo esfuerzo cortante se presenta en la parte superior de las silletas. Cuando la tapa es usada como anillo atiesador colocando {as silletas cerca de las tapas, el esfuerzo de corte tangencial puede causar un esfuerzo adicional en las tapas ($3). Este esfuerzo debe considerarse sumandolo al causado por la presion interna de las tapas. Cuando se usan anillos atiesadores, el maximo esfuerzo cortante se presenta en la parte central del recipiente.
4.14.4.3 Esfuerzos Circunferenciales
Cuando se realice el cdiculo de este esfuerzo se deberan seguir las siguientes recomendaciones:
1. Si se utilizan placas de respaldo en las silletas, se puede usar e! valor de la suma del espesor del cuerpo mas el espesor de la placa de respaldo como ts; en las ecuaciones para calcular S4, y para el valor de ts2” se deberan tomar la suma de los cuadrados de los espesores, tanto del cuerpo como de la placa de respaldo, y se debera dar a esta una proyeccién de R/10 sobre !a parte superior de la silleta, ademas de que debera cumplir con la relacién A<= R/2. Los esfuerzos combinados circunferenciales en la parte superior de la placa de respaldo deberan ser checados, cuando se efectule este chequeo tomaremos:
t, = Espesor de la envolvente b = Ancho de la silleta ¢ = Angulo central de la placa de respaldo, el cual nunca sera mayor que el
angulo de la silleta mas 12°
Si se usa placa de respaido en las silletas, el valor de ts usado en la formula para obtener Ss, puede ser tomado como la suma de los espesores del cuerpo y la placa de respaldo, siempre y cuando esta tenga un ancho minimo igual a:
91
b+ yRt (4.14) So veveeceeeeveeeeu eens
3. Si el cuerpo,no tiene anillo atiesador, el maximo esfuerzo se presentara en la parte superior de la silleta, y su vaior no se debera agregar al esfuerzo producido por Ja presin interna.
4. En un cilindro equipado con anillos atiesadores, los maximos valores del esfuerzo a compresion se presentan en el fondo del cuerpo.
5. Si el esfuerzo circunferencial excede del maximo permisible de 0.5veces el valor a compresion del limite de fluencia del material, se deberan usar anillos atiesadores.
4.14.5 Espesor de las Silletas
El espesor de las silletas debera ser calculado por medio de las ecuaciones mosiradas en la figura BF-2
*NOTA. En la tabla CT-18 se encuentran todas las dimensiones de las silletas para cierto tipo de cambiadores de acuerdo a su diametro interior, dichos datos se pueden utilizar pero deberan ser comprobados mediante los procedimientos que se han enunciado anteriormente.
4.14.6 Fijacion de las Silletas
La fijacién de las silletas se llevara a cabo mediante tornillos al suelo, algunos recipientes que estan sujetos a conitraccién o expansion, para absorber estas deformaciones, una de las silletas de preferencia la del lado con menos conexiones
debera ser dejada en libertad para desplazarse. En esta silleta debemos hacer ranuras en vez de agujeros en el anclaje para permitir su desiizamiento, la longitud de las ranuras sera determinado de acuerdo a la magnitud de las deformaciones esperadas, el coeficiente de dilatacién térmica para aceros al carb6n es de aproximadamente 0.0000067 ft/°F. Para conocer el valor de la ranura véase la tabla CT-20.
4.14.7 Calculo de las Silletas
Ei calculo de jas silletas se debera realizar considerando el recipiente Ileno, primeramente se calcula el peso del recipiente en condiciones de operacién, posteriormente consultaremos la tabla CT-18 se seleccionara un arreglo de silletas y se procedera a comprobar si dichas silletas serviran para este cambiador.
4.14.7.1 Calculo del Peso del Recipiente
a) Peso de la Envolvente. El peso de la envolvente debera de incluir el peso de la coraza y sus bridas.
Para encontrar el peso de los elementos requeridos se debe consultar Ja tabla CT-21 para la placa y el CT-22 para las bridas.
92
a.1. Peso de /a placa de /a coraza:
Diametro del recipiente Espesor de la placa Longitud del casco Peso por ft lineal Peso total de la placa
a.2. Peso de las bridas
Diametro nominal del tubo Presion de trabajo Tipo de brida Numero de bridas Peso de una brida Peso total de las bridas
b) Peso del Cabezal Fijo. El peso del cabezal fijo debera de incluir el peso del canal,
36°
716" 15.12 ft 170 Ib 2570.4 Ib
36”
300 Ib/in? Weiding Neck 2 858 Ib 1716 Ib
sus bridas y la tapa del canal.
Para encontrar el peso de los elementos requeridos se debe consultar la tabla CT-21 y CT-23.
b.1. Peso de la placa de la coraza:
Diametro de! recipiente Espesor de !a placa Longitud del casco
Peso por ft lineal Peso total de la placa
6.2. Peso de las bridas
Diametro nominal del tubo Presion de trabajo Tipo de brida Numero de bridas Peso de una brida Peso total de las bridas
b.3. Peso de la tapa
Diametro nominal del tubo Presidn de trabajo Tipo de tapa Numero de bridas Peso de una brida Peso total de las bridas
36” 412” 1.5 ft 195 Ib 292.5 Ib
36°
400 Ibfin? Welding Neck 2 858 Ib 1716 Ib
36”
400 Ib/in? Brida Ciega 4
1596 Ib
1596 Ib
93
c) Peso del Espejo Fijo. El peso del espejo fijo debera de incluir el peso de la placa menos ei peso que representan las perforaciones para los tubos.
Para encontrar el peso de los elementos requeridos se debe consultar la tabla CT-24.
c.1. Peso de la placa del espejo:
Diametro de fa placa 40” Espesor de la placa 1 3/8” Peso de la placa por pulgada 356 Ib Peso total de !a placa 477 |b
c.2. Peso removido de la placa del espejo:
Diadmetro de !a placa 3/4” Espesor de la placa 13/8" Numero de agujeros 864 Peso dei material removido 0.298 Ib Peso total dei material removido 258.18 Ib
El peso total de! espejo sera de 218.8368 Ib.
d) Peso de las Mamparas. El peso de las mamparas debera de incluir el peso de la placa menos el peso que representan Jas perforaciones para Jos tubos.
Para encontrar el peso de los elementos requeridos se debe consultar la tabla CT-24.
d.7. Peso de /a placa de fa mampara:
Diametro de !a placa 36” Espesor de la placa 14"
Peso de la placa por pulgada 72 Ib
d.2. Peso removido de la placa de la mampara:
Diametro de la placa 3/4” Espesor de ja placa 114” Numero de agujeros 864 Peso del material removido 0.056 Ib
Peso total del material removido 48.38 Ib
0.3. Peso de la mampara
Peso de la placa 23.61 Ib Porcentaje de corte 25% Peso de la mampara 17.712 Ib Numero de mamparas Peso total de las mamparas 194.83 Ib
94
e) Peso del Espejo Flotante. El peso del espejo fijo debera de incluir el peso de la placa menos el peso que representan las perforaciones para los tubos, mas el peso del costado del espejo. Para encontrar el peso de los elementos requeridos se debe consultar la tabla CT-24.
e.1. Peso de la placa del espejo flotante:
Diametro de la placa 36” Espesor de la placa i Peso de la placa por pulgada 288 Ib
e.2. Peso removido de la placa del espejo flotante:
Diametro de la placa 3/4" Espesor de la placa 1” Numero de agujeros 864 Peso del material removido 0.233 Ib
Peso total del material removido 201.312 Ib
e.3. Peso del espejo:
Peso de Ia placa 288 Ib Peso del material removido 201.312 Ib Peso del espejo 86.68 Ib
e.4. Peso del costado del! espejo:
Diametro exterior 36” Peso de la placa 5184 Ib Diametro interior 34” Peso de la placa 4626 Ib Peso total del costado del espejo 644.68 Ib
e.5. Peso de fa brida del espejo:
Diametro nominal 36” Presion de trabajo 400 Ibfin? Tipo de brida Deslizable Peso de la brida 859 Ib
e.6. Peso de la tapa del espejo:
Diametro nominal 36” Presién de trabajo 400 Ib/in? Tipo de tapa Brida ciega Peso de la brida 1596 Ib
El peso total del espejo es de 3099.68 Ib
95
f) Peso del Haz de Tubos. Ei peso del haz de tubos sera:
f.1. Peso del haz de tubos
Didmetro de! tuBo 3/4” BWG 13 Peso de! tubo por ft lineal 0.666 Longitud de los tubos 16 ft Peso total de un tubo 40.656 !b Numero de tubos 864 Peso total def haz 9206.78
g) Peso del Liquido. El peso del liquido debera de calcularse teniendo en cuenta que
el recipiente esta completamente Ileno:
g.1. Peso del liquido lado tubos
Didmetro del tubo 3/4” BWG 13 Area interna de un tubo 0.0017 ft? Longitud de los tubos 16 ft Numero de tubos 864 Volumen en los tubos 23.6448 ft® Diametro del canal 3 ft Longitud del cana! 1.5 ft Volumen del cabezal fijo 10.60 #t® Diametro del espejo flotante 3 ft Longitud del canal 1.5 ft Volumen de! cabezal flotante 10.60 ft?
Volumen total del liquido 44.84 fP Densidad del fluido 44.4681 Ib/ft?
Peso del fluido 1993.79 Ib
g.2. Peso del liquido lado coraza:
Diametro de la coraza 36” Longitud de la coraza 16 ft Volumen de la coraza 113.09 f° Volumen ocupado por los tubos 41.472 f8 Volumen ocupado por mamparas 4.21 ft? Volumen total del liquido 70.41 ft? Densidad de! fluido 62.2659 Ib/tt® Peso del fluido 4384.14 Ib
96
El peso total del recipiente sera entonces de 26985 ib (12251.19 Kg). Con este dato se debera de verificar que los datos obtenidos por medio de la tabla CT-18 sean validos para este cambiador utitizando jas formulas mostradas en la tabla CT-17.
4.14.7.2 Calculd de los Esfuerzos
a) Esfuerzos Longitudinales por Flexion
Esfuerzo localizado en las silletas:
A R~H? Tt oar rr ae
Ito
S,=+ ER ete (4.15) 1 Ss
donde:
Q = 13492.5 Ib A= 31" L=192” R= 18" ts = 0.4375” H = 36.96” Ky = 0.335 S$ = 17500 psi
Substituyendo:
,-31 18 — 36.967
192 2(31)(192) (13492.5)(3 1) 1 436396)
5 ae 3(192)
we (0.335)(18" )(0.4375)
(3492.00{1- oe Sat 1+0,2566 a 47.4862
S,=t _ , 13492.5)8 1)(0.4022) 47.4862
S, = +3542.65 psi
97
El valor de S, a tensién mas el esfuerzo debido a la presion interna no debera exceder el valor del esfuerzo permisible del material del recipiente, entonces:
- S, AX, Soocs csecnnte nets (4.16)
3542.65 OE (0.4375) <17500
5117.65 <17500
El valor del esfuerzo en las silletas al no sobrepasar el valor del esfuerzo permisible del recipiente no habra dafo ocasionado por este esfuerzo.
Esfuerzo localizado en el centro del recipiente:
R-H?
qt| '*? 4A 4 ine L
Sy = $c. (4.17) AR’ t,
donde:
Q = 13492.5 ib A=31" L= 192”
R= 18" ts = 0.4375” H = 36.96” S = 17500 psi
98
Substituyendo.
142 18? — 36.96? - (13492.5)(192) | _ 1927 4G)
4 le 46886) 192 S24 . (192)
7(18”)(0.4375)
oaroad{ 1200229) oas8] g,2+—_»_ 140.2566
445.3203
7640(-1.4 5, =+84 (-1.4865) 445 3203
S, =-2161.9808
El valor de S; a tension mas el esfuerzo debido a la presién interna no debera exceder el! valor del esfuerzo permisible del material del recipiente, entonces:
5 +E, <S
2161.9808 + (oo08) (0.4375) <17500
3736.9808 < 17500
El valor del esfuerzo en el centro del recipiente al no sobrepasar el valor del esfuerzo permisible del recipiente no habra dafho ocasionado por este esfuerzo.
b) Esfuerzos de Corte Tangencial
La formula a utilizarse debera estar sujeta a dos conceptos principales el primero es cuando las silletas estan cercanas o lejanas a las tapas, si A>r/2 las silletas estan lejanas a jas tapas, como en nuestro caso. El segundo criterio es si se usan o no anillos atiesadores, en nuestro caso no se usan por lo que ja formula a utilizar sera:
5, -Ke2 (GS) “cceceecesseste (4.18) Rt, (L+4/3H
donde:
Q = 13492.5 Ib
K, = 1.171
R= 18"
ts = 0.4375"
99
H = 36.96” L= 192” A=31
Substituyendo: ~
5, = ENE) 192 -2(31) > 18)(0.4375) (192+ 4/3(36.96)
_ 15799.7175 (130 2" 7.875 (s78)
5, =(2006.3133X0.5387)
S, =1080.8009 psi
El valor de S2 no debera exceder ej valor de 0.8 veces el esfuerzo permisible a tensién del material del recipiente, entonces:
Sy <O.BG.ccecccceeceeeeeee (4.19) 1080.8009 < 0.8(17500) 1080.8009 < 14000
El valor del esfuerzo del corte tangencial al no sobrepasar el valor del esfuerzo permisible del recipiente no habra dafio ocasionado por este esfuerzo.
c) Esfuerzos Circunferenciales
El esfuerzo circunferencial se presenta en dos partes en la union con la silleta y en la parte inferior de ta silleta, cuando se calcula ei esfuerzo en la unidn con la silleta se debera usar la formula de acuerdo al siguiente criterio si L=>8R, como es nuestro caso, se utilizara la siguiente formula:
En ta union con la silleta
s,=-—_2 Rn (4.20) 4t,(b+1.56/Rt,) 24
donde:
S = 17500 psi
Q = 13496.5 Ib t, = 0.4375" R= 18” b= 8" Kg = 0.044 L = 192"
100
Substituyendo:
s =. 13496.5 _ 3(0.041)(13496.5) - —-4(0.4375)(8 +1.56.{08)0.4375) —-2(0.4375)?
13496.5 160.0695 21.661 0.3828
S, =—623.0771—4336.6496
S, = —4959.7267
S,=-
El valor de S, no debera exceder ei valor de 1.5 veces el esfuerzo permisible a tension del material dei recipiente, entonces:
4959 .7267 <1.5(17500)
4959.7267 < 26250
El valor del esfuerzo del corte circunferencial en la union con Ia silleta al no sobrepasar el valor del esfuerzo permisible del recipiente no habra dafio ocasionado. por este esfuerzo.
En la base de la silleta
K,Q Sig S$ ooeeetesetescttceee (4.21) * t,(b+1.56fRt, )
donde:
S = 17500 psi Q = 13496.5 Ib ts = 0.4375" R= 18" b=8" K; = 0.760
Substituyendo:
_ (0.760)(13496.5) * (0.4375)(8 +1.56,/(18)(0.4375)
10254.3 Sy 5.4152
S, =~-1893.6142 psi
101
E! valor de Ss no debera exceder e/ valor de 0.5 veces el esfuerzo de cedencia del material del recipiente, entonces:
1893.6142 <0.5(38000) 1893.6142 <19000
EI valor del esfuerzo del corte circunferencial en la parte inferior de la silleta al no sobrepasar el valor del esfuerzo permisible del recipiente no habra dafio ocasionado por este esfuerzo.
4.15 PRUEBAS REALIZADAS A CAMBIADORES DE CALOR
Durante ta fabricacién de cualquier cambiador de calor, se efectlian diferentes pruebas para lievar a cabo un control de calidad aceptable, estas pruebas son, entre otras, radiografiado, pruebas de particulas magnéticas, ultrasonido, pruebas con fiquidos penetrantes, etc.
Este tipo de pruebas, como se menciondé anteriormente son efectuadas durante fa fabricacién y el departamento de control de calidad de cada compafiia es el responsable de que estas pruebas se llevan a cabo.
Las principales pruebas que se realizan es la prueba hidrostatica y la prueba neumatica, dentro de estas la mas usada y recomendada para el comun de los equipos es la prueba hidrostatica.
4.15.1 Prueba Hidrostatica
Todos Jos intercambiadores deben acreditar la prueba hidrostatica a la presién de prueba indicada, la cual en ningtin caso debe ser menor de 1.5 veces la presién de disefio, cumpliendo los requisitos indicados en los cédigos aplicables, después de terminada la fabricacién e inspeccidén solicitada, pero antes de la preparacién y aplicaci6n de pintura para proteccién ambiental.
Para la prueba hidrostatica, se usa agua potable. El agua debe estar a temperatura ambiente. En ningUn caso la tremperatura de pared en los componentes en prueba, debe ser menor de 15°C (59°F) dicha temperatura debe incluirse en los registros de la prueba.
La prueba hidrostatica se debe efectuar separadamente para el cambiador ensamblado parcialmente por el lado de !a envolvente y por el lado de los tubos. Para cuando !a presion de prueba por el lado de los tubos sea mayor que por el lado de la envolvente, en este caso, se efectua la prueba hidrostatica con el haz de tubos fuera de la envolvente.
Los instrumentos utilizados en la prueba hidrostatica, deben ser calibrados por el proveedor, presentando al inspector la certificacién correspondiente.
102
Se debe obtener un registro grafico de la prueba tal que permita detectar cualquier variacién subita o interrupcién durante la prueba. La prueba debe efectuarse de !a siguiente manera:
1. Elevar la presién hasta el valor indicado como presién de disefio, manteniéndola durante 15 minutos.
2. Continuar elevando la presién hasta alcanzar la presién de prueba, manteniéndola constante durante un periodo minimo de una hora pudiendo extender en caso necesario.
3. Durante este periodo se efectua la inspeccién de todos aquellos puntos que sean susceptibles de presentar fugas, asentando los resultados en un registro escrito.
4. Terminada !a inspeccién y sin que se hayan presentado fugas, se puede dar por aceptada la prueba.
Terminada la prueba, se debe drenar perfectamente el cambiador y secar todos sus componentes, pudiendo utilizar aire caliente a temperatura no mayor que la de disefio.
Los empaques utilizados en la prueba hidrostatica, deben ser de las mismas caracteristicas que los especificados.
4.15.2 Prueba Neumatica
Las diferencias basicas entre este tipo de pruebas y la prueba hidrostatica, consisten en el valor de fa presién de prueba, y el fluido a usar en fa misma, la presién neumatica de prueba es aicanzada mediante la inyeccion de gases.
Cuando se efectiien pruebas neumaticas se deberan tomar en cuenta las siguientes precauciones:
1. Las pruebas neumaticas deben sobrepasar con muy poco la presién de operacidn, el Cédigo ASME recomienda gue la presién de prueba neumatica sea como
maximo 1.25 la presi6n de trabajo permisible y definitivamente deben evitarse en equipos usados.
2. En las pruebas neumaticas con gases diferentes al aire, deben usarse gases no corrosivos, no téxicos, incombustibles y faciles de identificar cuando escapan. El freén es un gas recomendable para efectuar las pruebas neumaticas.
3. La mayoria de los gases para pruebas neumaticas se encuentran en recipientes a muy alta presion, por lo tanto, es indispensable que se extremen las precauciones al transvasarlos al recipiente a probar, pues puede ocurrir un incremento excesivo en la presién de prueba sumamente peligroso.
103
4.15.3 Prueba Elastica
Esta prueba se efecttia de manera simultanea con la prueba hidrostatica, su objetivo es verificar el comportamiento elastico del material de fabricacién del recipiente y el procedimiento para llevarla a cabo se describe a continuacién:
1. Primeramente se llena el recipiente a probar con agua hasta que por el punto mas alto del recipiente escape agua, una vez que se haya abierto el venteo.
2. Cerramos la valvula de venteo y comenzamos a inyectar agua a fin de elevar la presién, el agua que introduzcamos para este fin, la tomaremos de una bureta graduada para cuantificar de manera exacta el agua que inyectamos para levantar la presion hasta alcanzar el valor de la presion de prueba.
3. Se mantendra la presién de prueba durante el tiempo establecido para verificar que no haya fugas, y posteriormente se baja la presion hasta tener nuevamenta la presién atmosférica en el recipiente. Es sumamente importante recoger el agua sacada para bajar la presi6n ya que compararemos este volumen con el inyectado
para aumentar la presién, y esta comparacién nos indicara si las deformaciones sufridas por el recipiente mientras se sometid a la prueba hidrostatica, rebasaron o no el limite elastico.
104
HOJA DE ESPECIFICACIONES
1 |COMPRADOR PETROLEOS MEXICANOS
2 |LOCALIZACION DE LA PLANTA [CIUDAD MADERO, TAMAULIPAS
SERVICIO DE LA UNIDAD ENFRIADOR :
TIPO ¥ TAMANO AEP192-36 L (HOR/VER) HORIZONTAL.
oe ge fraesom DISTRIBUCION DE FLUIDOS Y PROPIEDADES FISICAS
6 {LOCALIZACION DEL FLUIDO LADO CORAZA LADO TUBOS 7 |FLUIDO AGUA NAFTA 8 |FLUJO to/hr §62911.83 292987.54
9 _|TEMPERATURA (ENT/SAL) °F 392 | 53.6 120 02 59 10 |GRAVEDAD ESPECIFICA 1 089 11_|viscOsIDAD Cp 0.009 0.01 0.54 0.50 12_|CALOR ESPECIFICO Btu/lb°F 1 099 032 0.27 13. |CONDUCTIVIDAD TERMICA 0,343 0.0825 0.0575 0.066 14 ICALOR LATENTE Btulb@°F 290 90 15 |PRESION DE ENTRADA psi 300 400 16 |VELOCIDAD F's 10.07 9.6 17 ICAIDA DE PRESION psi 1 6234 23.6203
18 [FACTOR DE ENSUCIAMIENTO 0.003 0.001 19 |CALOR REMOVIDO Btu/hr 8105930.4 20 [LMTD oF 38.5193
CONSTRUCCION
CORAZA TUBOS FIG ORIENTAGION DE 8OQUILLAS
21 |PRESION DISENO/PRUEBA psi 300/450 400/600 22 |TEMPERATURA DE DISENO oF 44,872 80,357 23 |PASOS 4 6 24 |CORROSION PERMISIBLE in ine +16" 25 |TAMANO DE| ENTRADA in B" 6" 26 |CONEXIONES SALIDA in 3 a 27 |No TUBOS: 854 _—D.E.. 3/4", BWG 13 LONGITUD: 16 ft PITCH. 1" ARREGLO: TRIANGULAR 60° 28 TIPO DE TUBOS: SIN COSTURA MATERIAL: ADMIRALTY 29 |CORAZA. PLACA SOLDADA DiI. 36"__0.E.:37"_ MATERIAL: SA-516-70 REMOVIBLE. 30 CANAL. PLACA SOLDADA D1. 36" MATERIAL: SA-516-70 31 {ESPEJO FINO BRONCE NAVAL [ESPEJO FLOTANTE. BRONCE NAVAL 32 ]CABEZAL FLOTANTE: TIPO P MATERIAL BRONCE NAVAL 33 [TAPAS TIPO: PLANAS MATERIAL: SA-181 BRIDAS CIEGAS
34_|MAMPARAS TIPO: TRANSVERSAL MATERIAL. SA-36 _% DE CORTE. 25% ESP.: 17.5" 35 |TENSORES NUMERO DE TENSORES: 8 MATERIAL SA-36
36 [UNION TUBOS-ESPEJO SOLDADA 37 | epaques CORAZA: ASBESTO TUBOS: ASBESTO
38 CABEZAL FLOTANTE: ASBESTO 39 |CODIGO TEMA CLASE"R", ASME SECC. VIII DIV. 1 y 2, NORMAS DE PEMEX 2.441 001 40 |PESO VACIO: CON AGUA.
UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO CAMPUS "ARAGON"
INTERCAMBIADOR AEP192-36
MODELO SOLIDIFICADO
OBWO KURT F. LING GOMEZ | TIPO
RENDERIZADO N-01 od
_ CAPITULO V - ANALISIS ECONOMICO
El andlisis econdmico es la etapa final de un proyecto ahtes de que se ileve a la construccion, en esta etapa se debera de evaluar el costo del equipo que se ha disefiado o seleccionado, esto con el fin de saber si la adquisicién, instalacién y puesta en operacién de dicho equipo es rentable.
5.1 COSTO TOTAL DEL EQUIPO
El costo total del equipo se encuentra dividido en tres partes principales que son:
« Costo del equipo e Costo de instalacién * Costo de puesta en operacién
El costo total del equipo debera poder amortizarse en el menor tiempo posible, sin elevar el costo del producto, con el fin de poder percibir mayores ganancias en menos tiempo.
5.1.1 Costo del Equipo
E! costo del equipo esta determinado por varios factores que son:
e Costo del material
« Costo de manufactura
E! costo de manufactura debera incluir el costo por mano de obra y el costo por la utilizacién del equipo para realizar la manufactura.
5.1.2 Costo de Instalacién
EI costo de instalacién debera incluir el costo de flete, la mano de obra, el material y equipo necesario para la correcta instalacion del equipo.
5.1.3 Costo de Puesta en Operacion
El costo de puesta en operacién lo componen los costos de mano de obra para la realizaci6n de jas pruebas en sitio y el arranque del equipo.
5.1.4 Costo Total def Equipo
El costo total del equipo se puede estimar por medio de Ia grafica 5.1, dicha grafica fue publicada por primera vez en el TEMA Clase “R” en 1958, dicha tabla esta actualizada por Guthrie’.
Guthrie presento costos de intercambiadores de calor con curvas altas, promedio y bajas. Sus costes bajos son jos presentados en la grafica 5.1, mientras que sus costos altos son aproximadamente 80% mayores a los de dicha grafica.
Los costos mostrados en la grafica son costos estandar para intercambiadores de acero al carbén con tubos sin costura, el costo de los cambiadores que lleven algun otro tipo de material en su fabricacién debera de ser ajustado por medio de las tablas 5.1 y 5.2.
En dichas tablas se presentan los “extras”, que son porcentajes de incremento segun la presién de disefio, el material que se este utilizando para los tubos y otras piezas principales.
Para calcular el precio estimado de! cambiador de calor se deberan seguir los siguientes pasos:
1. Primero se debera localizar por medio de la figura 5.1 el precio del cambiador de acero al carbén.
2. En segundo lugar se deberan seleccionar los extras que se tienen utilizando las tablas 5.1 y 5.2, los porcentajes obtenidos se sumaran, para encontrar el porcentaje total.
3. Se debera calcular el costo minimo de! equipo utilizando el costo base y el porcentaje de incremento provocado por los extras.
4. Se debera calcular el precio maximo del cambiador y sacar el costo promedio, este costo es que se utilizara para realizar el andlisis econdmico.
a) Precio Base
Utilizando la grafica 5.1 se obtiene el precio base del cambiador, introduciendo los siguientes datos:
Didmetro de los tubos: H" Longitud de los tubos: 16 ft
Pitch: 1”
‘Petroleum Processing”, 24 marzo de 1997, pag. 103
106
GRAFICA 5.4 COSTOS BASE DE INTERCAMBIADORES DE CALOR
(Todos los precios en ddlares)
Intercambiadores de cabezal flotante
Tubos de %” x 16ft paso 1” A
Tubos de %” x 1 6ft paso 15/16” B Tubos de %” x 20ft paso 1” B Tubos de %” x 20ft paso 15/16” C ‘Superficie de intercembia,
Tubos de 1” x 16ft paso de 14” interearsbintos, détara PRP menores de 1000ft” D 30 000 6000 Tubos de 1” x 16ft paso de 1 4” $000
de 1000ft o mayores E 20000 Tubos de 1” x 20ft paso de 1%” an 4000 menores de 1000ft F Ge*
Tubos de 1” x 20ft paso de | 4” te f 2 Sooo 3000
de 10008” 0 mayores G Mee? 6000
*0 5000 2000 Intercambiadores de tubos en U 4000
300 Tubos de 1” x 16ft paso 1 4” H 000 Tubos de 1” x 20ft paso 1%” I 2000 800 Tubos de %” x 16ft paso 1” JO 600 Tubos de 4” x 16ft paso 15/16” _K 1000 $90 Tubos de %” x 20ft paso 1” K 0 Tubos de %” x 20ft paso 15/16") L te
Intercambiadores de cascoy tubo fijo
Tubos de 1” x 16ft paso 1%” M Tubos de %” x 16ft paso 15/16" N
Tubos de %” x 20ft paso 15/16” O
* “Petroleum Processing” Guthrie, marzo de 1997
De la grafica se oabtiene un precio base de $10,000.00 dls, aproximadamente.
b) Extras
Usando las tablas 5.1 y 5.2 se obtendran los extras del equipo, se necesitaran los siguientes datos:
Material de los Tubos: Admiralty Material de los espejos: Bronce Naval Presion de Disefio: 300ib lado coraza
400lb lado tubos
TABLA 5.1 ; EXTRAS PARA PRESIONES Y CONSTRUCCION CON ALEACIONES
(Porcentaje del Precio Base)%
Diametro del casco
S a 13 | 36 | 39 | 40 @ | 300 Ib/in® of 12°) 43 [14 745 x 300 Ib/in® 29 31 32 33 35
300 Ib/in? 41 42 44 45 50 Espejos o Mamparas
Bronce Naval 33 35 36 36 38 Metal Monel 62 62 62 62 63 1% Cr %Mo 14 15 15 15 17 4-6 Cr % Mo 38 38 39 39 39 11-13 Cr (Inoxidable 410) 41 41 41 41 42 Inoxidable 304 45 45 45 47 47
i | Casco y Cubierta del Casco 5 Metal Monel 74 71 68 66 66 6 | 1%Cr%Mo 30 29 27 26 26 iG | 4-6 Cr % Mo 45 42 41 39 39 q | 11-13 Cr (Inoxidable 410} 48 45 44 41 41
Inoxidable 304 50 47 45 44 42 Cubierta Canal y Cabezales Metal Monel 51 48 47 45 45 1% Cre Mo 32 32 32 30 30 4-6 Cr’4Mo 44 41 39 38 36 41-13 Cr (Inoxidable 410) 45 42 41 39 38 Inoxidable 304 47 44 42 39 39
“Petrol Refiner’, 1997, Sieder y Elliot
TABLA 5.2 EXTRAS PARA MATERIALES DE TUBOS B.W.G. 13
(Dolares por ft”)
MATERIAL DOLARES POR PIE CUADRADO TUBO %” TUBO 1”
Acéro al Carbén sin costura 0 0
Admiralty 2.00 2.33 Cuproniquel 90:10 3.00 i 3.30
Metal Monel 6.70 _| 6.90 Inoxidable 304, soldado 1.95 2.00 Inoxidable 316, soldado 3.10 3.20
Acero, aletas bajas 0.43 0.31 Admiralty, aletas bajas 1.00 1.17 Cuproniquel 90:10, aletas dobles 1.40 1,52
“Petro! Refiner", 1997 Guthne
108
De las tablas anteriores se obtiene que existira un incremento por presién de trabajo que es de 32%, un incremento por el material de los espejos de un 36% y un incremento por material de los tubos de 2 dolares por pie cuadrado. Esto nos arroja un incremento en el precio base de:
Tubos: $ 5,400 Presion y Espejos: $ 6,800
Total: $12,200 dlls
c) Costo Minimo
EI costo minimo sera entonces la suma del precio base mas el costo de los extras lo que nos da un total de:
Costo base: $ 10,000.00 Extras: $ 12,200.00
Total: $ 22,200.00 dlls
d) Costo Estimado
EI costo estimado sera el promedio del costo minimo y el costo maximo, el costo maximo segtin Guthrie, sera:
Costo minimo por 1.8 = 22200.00 x 1.8 = 39960.00
EI costo estimado entonces:
(39960+22200)/2 = 31,080.00 dils
E! costo estimado del cambiador sera de $31,080.00 dolares.
109
5.2 COSTOS DE PROCESO
Los costos de proceso son aquellos costos que intervienen al utilizar el equipo, dichos costos se deberan evaluar con el fin de poder estimar cuanto dinero se invierte para enfriar la nafta y asi paderla procesar.
En este proceso los costos que intervienen son:
e Costo de energia eléctrica.- Este costo se toma en cuenta debido a que se necesitan bombas para llevar la nafta al cambiador y a Ja torre “CH”, y el agua helada al cambiador y de regreso al equipo enfriador. Se debera saber cuantos kilowatts se necesitan para bombear un metro ctibico de nafta, y un metro cubico de agua, y asi saber cuanto cuesta bombear 1 m° de ambos productos.
e Costo del agua helada.- Este costo se debe conocer debido a que el agua es uno de los fluidos que se utilizan en el proceso, y se debe conocer cual es el costo de enfriar un metro ctibico de agua a 4°C.
e Fuerza de trabajo.- Se debe considerar el salario de los operadores de los equipos y de todo trabajador que se encuentre involucrado en el proceso.
5.2.1 Costo de Energia Eléctrica
PEMEX dentro de sus instalaciones cuenta con generadores eléctricos, los cuales proporcionan la electricidad necesaria para el funcionamiento de todos los equipos que se encuentran en la planta, el costo del kilowatt generado por las plantas generadoras de PEMEX asciende a los $0.3442
Los equipos que requieren electricidad que intervienen en el proceso son:
« Bomba de Nafta
« Bomba de Agua
5.2.1.1 Bomba de Nafta
La bomba de nafta esta accionada por un motor de 15 Hp que consume 41.19 Kwhr, y dicha bomba debe bombear 200 m*/hr, se debera calcular cual es el costo de bombear 1m%, dicho costo estara dado por:
Costo del Kwhr. $0.3442 Flujo: 200 m°/nr
($0.3442/Kwhr)(11.19Kwhr)=$3.8515
$3.8515 = $0.01925 /m? 200 m°
El! costo de utilizacion de la bomba para bombear un metro ciibico es de $0.01925.
5.2.1.2 Bomba de Agua
La bomba de agua esta accionada por un motor de 10 Hp que consume 7.46 Kwhr, dicha bomba logra un flujo de 255.9966 m*/hr lo que nos representa un costo de:
Costo del Kwhr: $0.3442 Flujo: 255.9966 m*/hr
($0.3442/Kwhr)(7.46Kwhr)=$2.5677
$2.5677_ = $0.0100 /m? 255.9966 m°
El costo de utilizar la bomba de agua es de $0.0100 /m®
5.2.2 Costo del Agua
PEMEX dentro de sus instalaciones cuenta con un equipo a base de eyectores para enfriar agua a 4°C, PEMEX usara el agua enfriada en este equipo para introducirla al proceso.
El agua proveniente de este equipo tiene un costo de $0.3088/m*.
5.2.3 Fuerza de Trabajo
PEMEX debera colocar a una persona que vigile ios instrumentos que regulan el proceso, se debera conocer cual es el costo por m® procesado, si se procesan 200 m? de nafta por hora entonces:
Salario: $150.00 por jornal Flujo: $200 m®/hr
Costo de Ia hora iaborada = $150.00 / 8hr = $18.75 por hr
Costo por m® = $18.75 / 200 m? = $0.093 por m®
El costo de fuerza laboral es de $0.093 por m®
Hl
5.2.4 Costo Directo Total del Proceso
Et costo directo total del proceso como se mencioné anteriormente, es la suma de los tres factores principales que son:
Energia eléctrica (EE)+Agua helada (AH)+Fuerza faboral (FL)=Costo Total dei Proceso (CTP)
Entonces el costo total del proceso por m’ de nafta enfriada es de:
EE = Bomba de nafta + Bomba de agua
EE = $0.0100 + $0.01925 = $0.02925 por m?
AH = $0.3088 /m?
FL = $0.093 por m®
CTP = $0.02925 + $0.3088 + $0.093 = $0.43105 / m®
Ei costo de enfriar 1m* de nafta es de $0.43105
5.3 RENTABILIDAD DE LA NAFTA
Se debe conocer si es rentable procesar la nafta, esto con el fin de hacer una proyeccién a futuro para saber si es conveniente procesar ia nafta para su venta o para la obtencidn de otros productos.
Al procesar la nafta por medio de la torre de absorcién se obtienen por condensacién los vapores de propano y butanos, que posteriormente seran procesados para elevar e! octanaje de la gasolina magna y premium.
En el afio de 1997 la Refineria “Fco. | Madero” produjo* 55,455.6 barriles de gasolina, lo que representé un ingreso neto de 4,844.6949 millones de pesos.
La nafta representa tan solo el 1.00% del costo total del precio de venta de la gasolina, por tanto la nafta genero $48,446,949 al haber producido 55,455.6 barriles de gasolina, con los cuales debera de ser pagado el costo del proceso y se debera de generar un porcentaje por concepto de utilidades.
El 15% de la gasolina son butanos y propanos, que han sido condensados en la torre, esto con el fin elevar el octanaje, por tanto para producir un metro clibico de gasolina se necesita 0.15m*? de propanos y butanos, para poder
*“Anuario Estadistico 1998", PEMEX.
condensar 0.15m* de estes productos se necesitan enfriar 4 m® de nafta to que representa un costo de $1.7242, tomando en cuenta que el litro de gasolina cuesta $3.560 éntonces ei metro ctibico de gasolina cuesta $3,560.00 de los cuales $35.60 son generados por la nafta.
De lo anterior se deduce que la ganancia que deja la nafta es de $33.8758 por metro cubico de gasolina, io cual representa una ganancia de $8.4689 por metro clibico de nafta procesada.
Ei intercambiador de calor debera ser amortizado en el menor tiempo posible, por tanto se debera destinar un cierto porcentaje de las ganancias de acuerdo al tiempo de amortizacién.
EI cambiador de calor tiene un costo de $31, 080. 00° Dlis ($320,000.00 MN), dicho intercambiador puede procesar 1,612,800m* de nafta anualmente, al procesar la nafta se generaran ganancias por $13,658,641.92
5.4 VALOR PRESENTE, ANUALIDADES Y AMORTIZACION
La expresién amortizar se utiliza para denominar un proceso financiero mediante el cual se extingue, graduaimente una deuda por medio de pagos periddicos y es cuestién fundamental la determinacion de! valor de aquellos bienes expresables en dinefo que habran de pagarse a futuro.
5.4.1 Valor presente
Definicion: El valor presente o valor actual a interés compuesto de un dinero que se recibira en fecha futura; es aquel capital que, a interés compuesto, tendra en el mismo tiempo un monto equivalente a la suma de dinero gue se recibira en la fecha convenida.
Para determinar el valor presente puede establecerse una proporcion:
1-f@)
gtt)-l
“(=a t
3 Tipo de cambio $10.30 por délar, 22 de octubre de 1998, Fuente: Periddico “El Universal”.
13
pero como f(t)=(1+i)' entonces o(t}=(1+i)* por el mismo razonamiento se tiene:
jm) \™ g(t) =(1+i)" “nS Wc ccasnnesssetenenseee (5.1) " ®
m
de la ecuacidn de la acumulacién S=P(1+i)' tambien se puede deducir la expresion obtenida por proporcién, simplemente despejando de ella el valor de P:
S (+i)
PSF eccececcesseesteeeeeeens (5.2)
al factor (1+i)" se le designa por la letra v’, de tal manera que P=Syv.
La ecuacion (5.2) se utiliza para poder determinar el valor actual o presente de un bien expresable en dinero que se recibira o se terminara de pagar en un cierto lapso de tiempo a un cierto interés.
5.4.2 Anualidades
Definici6n: Una anualidad consiste en una serie de pagos unitarios efectuados un periodo después de su contratacién y pagaderos durante n afios.
Al tomar para su valuacién e! punto cero es decir el dia o fecha de contratacién entonces se calcula el “valor presente de fa anualidad”, se designa por el simbolo a y su desarrollo es:
as, EVEVAEVEE VTE (5.3)
todo calculado a una tasa de interés i anual efectiva.
Se observa que el valor de ay esta formado por la suma de n términos que
forman una progresién geométrica de razon V, por lo cual podemos anotar:
_va-v") 15g eter (5.4)
Multiplicando numerador y denominador por 1+i se tiene:
14
Obsérvese que no limita en nada ei hecho de considerar que los pagos sean unitarios, ya que basta con multiplicar el valor de (5.5) por la renta anual: llamando al valor presente de estos pagos A sé tiene:
A=RVtRVERVE+.FRVOTERV? ABR(VEV24V84, VOTES) AER aig ceseecrerseerste (5.6)
Si el problema que se presenta consiste en determinar la renta que hay que pagar para acumular durante n afos una cierta cantidad de dinero colocada a una tasa de interés basta despejar de la ecuacién (5.6) el valor de R.
5.4.3 Amortizacién
Definicion: Amortizar es el proceso de cancelar una deuda y sus intereses por medio de pagos periddicos.
En ocasiones, es necesario contar con un registro que indique periodo por periodo la parte del pago que se aplica al pago de intereses y la parte que se destina para abonar parte del capital; de esta manera se podra decir de inmediato con qué suma de contado se podra liquidar el adeudo. Este registro recibe el nombre de tabla de amortizacion.
Se considera que la deuda de un capital ayes entonces la renta anual para
liquidar este adeudo sera la unidad. Un afio después de recibido el préstamo
as, los intereses sobre el mismo seran: iagatw. Ahora, como ia renta es la
unidad, la parte destinada al pago del capital sera: tia 5 =t-(1-v")5v"; una vez
efectuado el pago unitario, el capital que se reduce quedando: anv. El capital
que se adeuda en cada periodo recibe ef nombre de capital insoluto.
La tabla entonces quedaria como sigue:
Pago —_ Capital insoluto al Distribucion del pago principio del Intereses contenidos en Capital contenido en e!
periodo el pago pago . =41. n yi
1 ay, lay, 1-v ;
- Nn : =1.' n=1 vr 2 ay, Vv ia: 1-v'
wil . {oy yo 3 ay Vv’ las 1-v
15
En el caso anterior se supone una renta unitaria; en general, el primer paso consiste en determinar dicha renta y entonces proceder a la elaboracién de la tabla tal y como se sefialo.
5.5 TABLA DE AMORTIZACION
Para la construccién de la tabla de amortizacién para el pago del intercambiador de calor, primero deberan de aclararse ciertos puntos:
1. El tiempo de amortizaci6n sera de 5 afios, esto debido a que el tiempo de vida util del equipo es de 20 afios de tal manera tendremos 15 afos de ganancia netas.
2. La deuda ascendera a $320,000.00 M.N. que es el costo del intercambiador de calor.
3. El interés sera del 2% mensual 4. El pago sera anual
Para la resolucién def problema se utilizara la ecuacién (5.6) de la cual primero se debera enconirar el valor de fa renta anual.
A=R as
Datos:
A = 320,000 n=5 i =0.24 R=?
De la ecuacidn (5.6) se debe despejar R.
R=a—
Agregando valores a ay, a
116
—s CONCLUBIONES
CONCLUSIONES
Es importante sefialar como fa principal conclusién de este proyecto de tesis la rentabilidad de la nafta y sus productos derivados, puede parecer un tanto superfluo hacer notar el aspecto econdmico de un proyecto, pero es basicamente la parte principal, pues, si un proyecto no es rentable no se construira.
Se observa que el proyecto es sumamente rentable, permitiendo la amortizaci6n del equipo en 5 afios con un costo promedio del 0.85% de las ganancias generadas anualmente por el proceso, esto equivale a que si el equipo se pagara de contado con tan solo 8.5 dias de operacidn, se recuperaria la inversion.
Para llegar a esta serie de conclusiones se ha tenido que seguir un proceso el cual se encuentra en este trabajo, esto ha sido con el fin de reunir en un solo trabajo, la utilizaci6n de formulas, datos técnicos y métodos de disefio y construccién, que se necesitan para el disefio detaliado, trazo y demas areas que se encuentran involucradas en el disefio de intercambiadores de calor. Otro motivo para realizar este trabajo es que sirva como lineamiento para aquellos que necesiten realizar el disefio de un cambiador de calor, y he tratado de que en este trabajo queden comprendidas en orden secuencial las bases para el disefio de estos equipos.
Cuando se realiza un trabajo de este tipo se encuentran dificultades para hallar los datos y las soluciones que se requieren, por estar esparcidos en una extensa variedad de publicaciones o estudios especializados, ademas de que no todas las soluciones se encuentran en estas publicaciones, si no que existen decisiones que debera tomar el disefiador basandose Unicamente en su criterio.
Los ingenieros que disefian cambiadores de calor y las estructuras que los soportan, para la industria se enfrenta tarde o temprano con esta serie de obstaculos. En primer término se debe conocer Ja ultima version de jas normas aplicables, después se tienen que buscar en las publicaciones las técnicas adecuadas para e! disefio que cumplan con las disposiciones de las normas. Finalmente, se tiene que seleccionar, a partir de diversos manuales y catdalogos de proveecores, las propiedades de los materiales y las dimensiones que se deben utilizar en fas ecuaciones de disefio.
El desarrollo de una unidad éptima puede ser un proceso complejo debido a los diferentes parametros interdependientes que se encuentran involucrados. Debido a que un cambiador de coraza y haz de tubos no tiene partes movibles y el intercambio de calor se realiza entre dos fluidos, el ingeniero puede tener errores de impresion debido a que el disefio del equipo es simple y directo. A pesar de que este tipo de intercambiador usualmente no es un equipo sofisticado, muchas consideraciones estan involucradas para obtener un disefia aptime y funcional.
18
En el presente trabajo no se encuentra {a formula exacta para desarrollar un disefio optimo y “funcional, debido a que muchas de las decisiones que se han de tomar deberan ser a criterio del disefiador, en base a caracteristicas especificas del proceso asi como del lugar donde habra de operar el equipo.
Sin embargo, en este trabajo se encuentran graficas, tablas y otro tipo de datos que podran servir para poder desarroilar otro tipo de disefios de intercambiadores debido a que se utilizan ios principales lineamientos para el disefio de este tipo de equipos.
El disefio de un intercambiador de calor debera estar basado en fa transferencia de calor, el disefio mecanico, la utilidad, el mantenimiento y el costo. Todos estos factores deberan estar tomados en cuenta para el desarrollo de un disefio optimo, para que cada pieza disefiada o seleccionada provea al cambiador, una vida util mayor, un costo menor y que se encuentre libre de problemas de mantenimiento. Debido a ia complejidad de! disefio y a la interrelacion de variables, se podra tener mas de un disefio de intercambiador para la misma aplicacién, bajo esta circunstancias el disefiador debera de realizarse algunas preguntas para asegurarse de que su disefio cumple con ios requerimientos especificados, algunos ejemplos de estas preguntas son:
e El lado coraza esta apropiadamente calculado para la mejor relacién entre la transferencia de calor y la caida de presién?
e ¢Las velocidades de los fluidos se encuentran dentro de tos limites razonabies para evitar la erosion o la falla mecanica debida a las vibraciones?
e ~Son necesarios y estan incluidos los orificios para dren y venteo?
e Esta considerada la expansién diferencia! entre la coraza y los tubos?
e Qué tipo de junta entre los tubos y el espejo es la mejor?
e Esta considerada la compatibilidad de materiales para una buena soldabilidad?
Preguntas como las anteriores deberan ser contestadas para poder realizar un disefio razonable, optimo y funcional, debido a que usualmente los costos por reparacion aunados a ios de ta correccién por deficiencias en el intercambiador, son solo una pequefia parte de lo que se paga por un mal disefio; el resultado de esto es la pérdida de la produccién en planta, esto se transforma en una cantidad de dinero que sera varias veces mayor al costo dei intercambiador.
M19
Para desarrollar un disefio optimo, el disefador debera de tener la informacion minima de servicio:
Carga térmica total Flujo masico de entrada y salida Caior especifico, conductividad térmica, viscosidad, peso molecular o gravedad especifica de los fluidos que intervienen en el proceso Temperaturas de entrada y salida. Presién de operacion Caidas de presion permisibies Factores de ensuciamiento Temperaturas y presiones de disefio Tipo de intercambiador
40. Materiales de construcci6n 11. Tolerancias por corrosién 12.Cddigos, estandares y especificaciones 13. Limitaciones de espacio y tamaho 14. Instalacién vertical u horizontal
WON>
CONOR
Debido a que ei tamafio y ei costo resultante recae en gran medida de la media logaritmica de ta diferencia de temperaturas (LMTD), el disefiador debera de considerar el efecto de los niveles de temperatura de operacién en jas etapas tempranas del disefio.
Una LMTD alta generaimente tiene como resultado un cambiador pequefio y viceversa, pero no existe una regla especifica para determinar la temperatura de operacién optima. Esta deberd ser seleccionada en base al servicio y la utilidad del intercambiador.
El flujo masico en ambos lados del cambiador afectan el tamafio y el disefio del cambiador. Eli disefiador debera de pensar en utilizar mUltiples cambiadores en serie, cuando la LMTD y el flujo son bajos. Cuando el flujo es alto se recomienda utilizar multiples cambiadores en paralelo para obtener velocidades y caidas de presion razonables.
Las incrustaciones 0 depdsitos que se forman en el interior y/o exterior de los tubos son considerados como ensuciamiento, esto provoca que se impida el libre paso del flujo a través del tubo. El tamafio y el costo de! cambiador se ve afectado por este factor.
Se debera seleccionar una optima caida de presion, pues este factor afecta las consideraciones generales del proceso. Al tener una caida de presién elevada se obtiene un cambiador pequefio (menor costa), el ahorro en el costo inicial del cambiador debera ser evaluado contra la posibilidad de incrementar tos costos de operacidn.
La vibraciOn es otro factor importante que debera ser considerado, la mayoria de las fallas por vibracién son debidas a la velocidad del fluido. Cuando el cambiador de baja presi6n opera con gases o vapores en fa coraza se vuelve susceptible de vibraciones acusticas, las cuales al provocarse el vortice en ei tubo, la columna de gas puede alcanzar la frecuencia de resonancia, esto se convierte en una causa potencial de dafio para el equipo.
Estos son solo algunos factores que se deberan de tomar en cuenta durante e! disefio y calculo de intercambiadores de calor, con ei fin de llegar a un disefio optimo, funcional y con un costo razonable, todos ios problemas a los cuales se enfrenta el disefiador, deberan ser resueltos a criterio del mismo, siempre evaluando todos y cada uno de los factores relacionados.
w NEXO A
CONTENIDO
ANEXO A
GRAFICAS
AG-1
AG-2
AG-3
AG-4
AG-5
AG-6
AG-7
AG-8
AG-9
Factores de correccién LMTD
Factor Fe
Curva de transferencia de calor lado tubos
Valores de k(c/k)
Curva de transferencia de calor lado coraza
Factor de friccién lado tubos
Pérdida de presién por retorno
Factor de friccién lado coraza
Valores de la constante Ks
Ugtaoe109 8p 10}98-4 ‘Ty
{2-t1
T1-t1
Factor
de co
rrec
cién
FT pa
ra LMTD
1 paso
en
la coraza,
20 mas pasos
en
los
tubos
T1-T
2
t2-t
1
12 1
i
IACIONAL AUTONOMA DE MEXICO
{
CAMPUS "ARAGON"
FACTOR DE CORRECCION FT PARA LMTD
1 paso lado coraza 2 o mas lado tubos
DIBLUO | I KURT F. LING GOMEZ AG 1
SPUN “ TEMA, 1949.
GRAVEDAD
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UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO j CAMPUS "ARAGON" : MENTE TEMA, 1949.
KURT F. LING GOMEZ | weed - AG-2
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TEMA, 1949.
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UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO
CAMPUS "ARAGON" 1 FUENTE
ASME Secc. VIII Div. 1
KURT F. LING GOMEZ | | AG-9
CONTENIDO
ANEXO B
FIGURAS
BF-1 Detalles de unién de tapas
BF-2 Disefio de silletas
BF-3 Soportes para recipientes horizontales
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DETALLE DE UNIONES PARA TAPAS
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del recipiente (R).
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UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO CAMPUS “ARAGON" DISENO DE SILLETAS
ESFUERZO PERMISIBLE
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CONTENIDO
ANEXO C
TABLAS
CT-1 Bridas clase 300 (Welding Neck)
CT-2 Bridas clase 300 (Welding neck)
CT-3 Brida ciega clase 300
CT-4 Brida ciega clase 300
CT-5 Brida clase 300 (Slip-on)
CT-6 Brida clase 300 (Slip-on)
CT-7 Bridas 300lb
CT-8 Bridas 300!b
CT-9 Bridas 400ib
CT-10 Bridas 400Ib
CT-11 Ancho efective del empaque
CT-12 Materiales del empaque
CT-13 Proyeccién de ia boauilia
CT-14 Penetracién de ia boquilla
CT-15 Placa de refuerzo para boquilla 300Ib
CT-16 Placa de refuerzo para boquilla 400Ib
CT-17 Analisis de esfuerzos en silietas
CT-18 Dimension de las silletas
CT-19 Valores para jas constantes K
CT-20 Dimensién de las ranuras
CT-21 Pesos de placa
CT-22 Peso de bridas 300Ib
CT-23 Peso de bridas 400Ib
CT-24 Peso de placa circular
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en acero inoxidable, acero aleado y
metales no ferrosos.
3. La longitud de los pernos no incluye ia corona.
4 Los barrenos para los pernos son 1/8" mayores
1. Todas ias dimensiones estan en mm.
2. Material de uso
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5. La clase 300 permite presiones de hasta 600psi x. ~~ af |
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| | 5. La clase 300 permite presiones de hasta 600ps: |
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NORMA ANSI B 16.5
1. Todas las dimensiones estan en puigadas.
2. Material de uso acero forjado SA-181.
Se obtiene en acero inoxidabie, acero
aleado y metales no ferrosos.
3. La longitud de los pernos no incluye la corona.
4. Los barrenos para los pernos son 1/8" mayores
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VER LA TABLA ANTERIOR PARA LOS DATOS RELATIVOS | |
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1 Todas las dimensiones estan en pulgadas.
2. Material de uso
obtiene
3. La longitud de los pernos no incluye la corona.
BRIDAS DE 400 LB
NORMA ANS! B 16.5
acero forjado SA-181. Se
en acero inoxidable, acero aleado
y metales no ferrosos.
4. Los barrenos para los pernos son 1/8” mayores
VER LA TABLA ANTERIOR PARA LOS DATOS RELATIVOS
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DIAMETRO | NUMERO | DIAMETRO CIRCULO LONGITUD DE LOS PERNOS NOMINAL | DE BARRENOS DE LOS DE LOS CARA ELEVADA } JUNTA DE DEL TUBO | PERNOS | PERNOS | PERNOS DE 1/16 ANILLO |
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\ \ | ' 1.25 | 400
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| ‘Hule con tejido de asbesto insertado
icon o sin refuerzo de alambre. 3 Juegos 2.26 2200
2 Juegos 2.50 2900
1 Juegos 2.75 3700 !
7 (Fibras vegetales |
i 1.76 1100
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2.50 3.00 | -4500 *
Metal corrugado con asbesto
insertado o con alma de metal
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cobre suave bronce
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mone! o 4 - 5% Cr
2.50 2900 2.75 3700 3.00 "4500 3.25 5500
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{ aluminio suave 2.75 3700
Metal corrugada con cobre suave bronce 3.00 4500
hierro o acero suave 3.25 5500
monelo4- 5% Cr 3,50 6500
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acer in
CAMPUS "ARAGON" '
| aluminio suave §500
Metal plano con cobre suave bronce 3.50 6500
con alma de asbesto hierro o acero suave 3.75 7600 \
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| acero inoxidable|_ 3.75 L 9000 I |
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DE LA BOQUILLA EN EL CASCO
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ANALISIS DE ESFUERZOS EN SILLETAS (PARA LOS VALORES DE K VER TABLA AT-19)
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— MAX. ESFUBRZO PERM, |
FUERZOS CONDICIONES MAX. ESFUERZO & ECUACIONES I i 2 _ p72 |] 81 a tension el esfuerzo debido a] | | 89 j- 4,852 77 interna PR/2 TS no debera exceden 4 | ze EN LAS SILLETAS QA 1~ L 2AL et valor det esfuerzo permisible del matersl | x a P TENSION EN LA PARTE 4H een” consideran oj eficiencia de ia
a oc ISUPERIOR COMPRESION. 14+ — a a tod perme! in Rm compresion 5 9° EN EL FONDO) 3L esfuerzo debido a la presion interna meno: Ee z Sys S1 no debera exceder ta mitad del vaior dell g 8 gS K,R? ts punto de cedencia 2 compresion del material i 2 = © valor dado por ' | s } a a | R?-H? I | @ | $3 | au '*2- TF 44 | 1 3 (| BS iN EL CENTRO aS. —{4-— S| i = ‘ (TENSION EN EL FONDO| 4 Hf L & | @2& [compresion EN LA 1+—— es PARTE SUPERIOR) ls = 3L Et 24 | Ss i> z So S Sx2-1002 4 ot [ TR * ty 29° =R 3.R
i | 2 | EN EL CUERPO |s =~ £724 | 22 | © Rts op Ag | Gea L | 3 $2 no exceder 0.8 veces del estuered ake i 73 Permisible del material deij 2 2 & | K.o L 2A recipiente | a uy 3 ~ = a ENEL CUERPO j|S2 = a S aD s L+-—H ‘ a L 3 | g 1 K.O - 4 = 2 4 | * = EN EL CUERPO E | C8 oe 8 & zg 83 al estuero debe a la | ore interna no exceder de 1.25 veces el Q g x EN LAS TAPAS esfuerze a permeible det matenat del
e la tapa Wt 3 ESFUERZOS
a ADICIONALES EN
LAS TAPAS on | 2. Ss gi 4 < EN LA UNION CON $4 no debera exceder 1.5 veces el valor del
z a LA SILLETA estuerzo a la tension del matenal 2 =z} ex w 2 ? ce [ a) ™ Lis
2 [sy zs EN LA PARTE | ¢ $5 no exceder 0.5 veces el valor al & $e INFERIOR DE LA dat timite de fluencia dal material
23 SILLETA det cuerpo &w oR |
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ANALISIS DE ESFUERZOS EN SILLETAS METODO L.P. Z1CK
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SaNOBYLIYD ST SVE IN NA SANOISNSWIT SVT SVOIOL X¥W VOUVO
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] contacto. K1 | K2 | KS | Ko | KS | K6 | K7 | KB} KO |
! t. 4 | | \ + 4{——_|____| 120 | 0.335) 4,171 | [0.880 | 0,383 | 0.760 0.603 | 0.34 | 0.053! 0.204 122 | 0,345 | 1,139 | 0,846 | 0,985 | | 0,753 | 0618 | | 124 | (0,365 | 1,108 | | 0813 0,37 | | 0,746 | 0,634 | 126 | 0,366 | 1,078 | | 0,781 | 0,69 | | 0,739 | 0,651 128 | 0,376 | 1,05 | | 0,751 | 0,362 | 0,732 | 0,669 | 130 | 0,387 | 1,022 | | 9,722 | 0,55 | 0,726 | 0,689 | 0,33 | 0,045 | 0,222 132 | 0,398 | 0,986 | © | 0,694 | 0,347 | | 0,72 | 9,705 | 134 || g4og! 0,971 | S| 0,667 | 0,34 | 714 | 0,722 36 =| (0,42 | 0.948 | BP | 0,641 | 0,334 | | 0,708 | 0,74 138 =| 0432 10923 | ® | 0616 | 0,327 | | 0,702 | 0,789 | | 2} | | | 140 | 0,443 | 08 | O | 0,892 } 0,32 | 0,697 | 0,78 | 0,32 | 0,037 | 0,241 142 0,455 | 0,879 | S| 0,569 } 0,314 | 0,692 | 0,796 | 144 | 0.487 | 0858) & | 0,547 | 0.308 i 0,687 | 0,813 | 146) 0,48 | 0,837 | & | 0,526 |0,301 | | 0,682 | 0,831 | 148 «| 0492/0818 | & | 0.508 | 0.295 @ | 0678 | 0,853 | 450 | 0,505} 0,799 | S 0,485 | 0,289 | B | 0,673 0,876 | 0,3 | 0,032 | 0,259 152 0,518 | 0,781 | @ | 0,466 | 0,288 | > | 0,669 | 0,894 | | , Q , 154 0,531 | 0,763 | 5 | 0,448 | 0,278 | P | 066s | 0,913 | | 156 0,544 0,746 | G | 0,43 | 0,272 0,661 | 0,933 | 188 | 0,887 | 0,729 5 | 0,413 | 0,266 0,657 | 0.954 | | 160 | 0,571 | 0,713 | Q | 0,396 | 0,261 0,654 | 0,976 | 0,29 | 0,026 | 0,279 162 0,585 | 0,698 | S| 0,38 | 0,256 0,65 | 0,994 | | : » 1 > ’ ’
164 0,599 | 0,683 | Q | 0,365 | 0,25 0,647 | 1,013 | | 166 0,613 | 0,668 | O | 0,35 | 0,245 0,643 | 1,033 168 0,627 | 0,654 0,336 | 0,24 0,64 | 1,054 | 170 0,642 | 0,64 0,322 | 0,235 0,637 | 1,079 | 0,27 | 0,022 | 0,298 172 0,657 | 0,627 | 0,309 | 0,23 0,635 | 1,097 | 174 0,672 | 0,614 [ 0,296 | 0,225 | 0,632 | 1,116 | 176 0,687 | 0,601 0,283 | 0,22 0,629 | 1,137 | 178 0,702 | 0,589 0,271 | 0,216 0,627 | 1,158 | 180 0,718 | 0,57 | 0,26 0,624 | 1,183 | 0,25 | 0.017 | 0,318
i
CAMPUS " ARAGON”
VALORES DE LAS CONSTANTES K
[DIBUO
PUENTE
T
i URT F. LING GOME UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO ! i___w Fb z |
ADAP. SIEDER Y TATE:
_CT- 19
| | |
7
DIMENSION DE LAS RANURAS
i¢——— SILLETAS —_—— i t (4-———_ TorNiILLos i i
! i
| DISTANCIA LONGITUD MINIMA DE LA RANURA (a) ENTRE
SILLETAS (f) | -50 100 200 300 400 500 600; 700 800 900 | 10 0 0 0 14 «38 O8SSC«S/2«|:sCRSCACS*«TA
20 Q Q 4 8/85/8841 1B 114 13/8 | 30 [ 14 18 38 58 78 11 19/158 15/8 2
40 | 4 18 3/8 3/4 118 11/2 178/248 23/8 2172 50 Ry 13/8 15/8 21/4| 25/8 3 33/8 60 3/8 «1/4 5B 11/4 «15/8 21/8 23/4 | 31/8 35/8 418
EL ANCHO DE LA RANURA 70 2 1/4 3/4 13/8 17 21/2 31/8/ 35/8 41/4 45/8 SERA IGUAL AL 80 2 3/8 = 3/4 11/2 248 27/8 35/81 41/8 47/8 53/8 DEL TORNILLO MAS 1/4" 90 5/8 3/8 7/1 13/4 23/8 31/4 4 45/8 53/8 6
100 58 3/8 1 17/8 25/8 35/8 41/2} 51/8 6 6 5/8
! DIMENSIONES DE LAS RANURAS
DIBLIO T FLING G UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO | NE KORTE LING GOMEZ _CT- 20 |
CAMPUS "ARAGON" _ADAP. SIEDER Y TATE ,
PESOS DE CASCO
4
| DIAMETRO |_ ESPESOR DE LA PARED | | DEL _ TH16" | 4/2" ; |RECIPIENTE | DA. | ODE. (oop. |)CUE P42 , $8 54 | 67. | et | 14 | 67 ! 63 78 | 72 | | 16 | 77 | 73 88 82
18 | 86 82 99 | 93! 20 6 98 | tf tt, to 22 105 101 | tat ts
24 114 410 131 | 125 | 26 123 119 142 136
| 28 132 | 128 153 147 | 30 142 138 163 157
32 151 |} 447 174 168 | 34 | 160 | 156 185 179
36 170 | 166 195 189 | 38 | 179 | 175 206 | 200 | 40 188 184 217 211
42 198 194 228 | 222 | 44 207 203 238 232 |
46 216 212 249 243 : 48 225 221 260 254 |
50 235 231 | = 270 264 ! 52 244 240 281 275
54 253 249 220 | 86 56 263 259 302 | 206 58 272 268 | 313 307 | 60 281 277 324 318 | 62 291 287 335 329
64 300 296 345 339 | 66 309 305 356 350 68 318 314 367 361 70 328 324 377 371 72 337 333 388 382
74 346 342 399 393 76 356 352 409 403 78 365 361 420 Ata 80 374 370 431 425 82 384 380 442 436 84 393 389 452 446 86 402 398 463 487 88 411 407 474 468
| 90 421 417 484 478
I | PESOS DE CASCO
a eal Ls
| UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO CAMPUS "ARAGON"
KURT F. LING GOMEZ |
ADAP. SIEDER Y TATE! CT-21_
PESOS DE BRIDAS
|
300 Ib |
|
| | TIPO DE BRIDA r NOMINAL | DESLIZABLE | CUELLO | CIEGA | DE DEL TUBO_| | SOLDABLE | | ESPARRAGOS |
| 4/2 1,5 2,0 | 2,0 1,0 | 3/4 2,5 | 3,0 : 3,0 2,0 | 4 3,0 4,0 | 4,0 2,0
44a 45 | 5,0 | 6,0 | 2,0 442 | 6.5 7,0 | 7,0 3,5
| 2 | 7,0 8,0 8,0 4,0 | | 24/2 | 10,0 12,0 12,0 | 7,0 |
3 13,0 16,0 16,0 7,5 | | 312 16,0 20,0 21,0 | 75 | | 4 | 21,0 | 25,0 27,0 7,5 | 5 | 26,0 | 34,0 | 35,0 | 8,0 | | 6 35,0 | 45,0 | 50,0 11,5 |
8 ! 54,0 70,0 81,0 18,0 | 10 | 77,0 99,0 127,0 ! 38,0 12 110,0 142,0 184,0 49,0 14 | 164,0 186,0 236,0 | 62,0 16 220,0 246,0 307,0 | 83,0 18 280,0 305,0 390,0 401,0 22 | 325,0 378,0 492,0 105,0 24 433,0 429,0 594,0 157,0 28 40,0 545,0 754,0 | 174,0 30 552,0 615,0 950,0 239,0 36 | 779,0 858,0 14030. | 307,0
| PESOS DE BRIDAS UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO L____
\
CAMPUS "ARAGON"
|
| | DIBLO
| FUENTE
KURT F LING GOMEZ |
ADAP. SIEDER Y TATE!
300 LB CT-22_
PESOS DE BRIDAS
|
PESOS DE BRIDAS 400 LB
DIBLIO
| 400 ib
! — | | | TIPO DE BRIDA | [NOMINAL | CUELLO | DE DEL TUBO | DESLIZABLE | SOLDABLE | CIEGA | ESPARRAGOS _ | 2 2,0 3,0 T 2.0 | 1,0 | | 3/4 | 3,0 3,5 3,0 2,0 | ; 1 | 3,5 | 4.0 4,0 2,0 | (44 4,5 5,5 6,0 2,0 | | 120 6,5 | 8,0 8,0 | 3,5 | 2 | 8,0 | 10,0 10,0 45 ) 212 | 12,0 | 14,0 15,0 | 7,6 |
3 15,0 | 18,0 20,0 | 7,7 31/2 | 21,0 26,0 29,0 11,6 | 4 | 24,0 | 30,0 33,0 | 12,0 | 5 31,0 | 39,0 44,0 | 12,5 | 6 | 39,0 49,0 61,0 19,0 8 | 63,0 | 78,0 10,0 30,0 | 10 91,0 2 110,0 1550 | 52,0 : 42 | 4290—COSY 160,0 226,0 69,0
| 14 191,0 233,0 310,0 | 88,0 16 253,0 294,0 398,0 114,0 18 | 310,0 360,0 502,0 139,0 22 378,0 445,0 621,0 180,0 24 464,0 465,0 685,0 205,0
| 28 | 539,0 640,0 936,0 274.0 | | 30 | 8160 680,0 1111,0 307, | | 36 | 8590 || 940.0 1596,0 453,0 |
|
| : |
| UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO
CAMPUS "ARAGON" /FUENTE
KURT F. LING GOMEZ |
ADAP, SIEDER Y TATE | CT-23
| PESOS DE PLACA CIRCULAR |
DIAMETRO ESPESOR |
DE PLACA 1/4 | 1/2 | 3/4 1 4 ! 075 0,056. «| 0,111 0167. 0223. 1,00 0,087 0,174 0,261 0,348 1,25 0,125 0,250 0,375 0,501
1,50 0,170 0,341 0,511 0,681
10,00 5,563 11,120 16,680 22,250
10,50 6,133 12,260 18,390 24,530
11,00 6,731 13,460 20,190 26,920
11,50 7,356 14,710 22,060 29,420
20,00 22,250 44,500 66,750 89,000
20,50 23,370 46,750 70,130 93,500
21,00 24,530 49,060 73,590 98,120 |
21,50 25,710 51,420 77,130 102,850
30,00 50,000 100,000 150,000 200,000
30,50 §2,000 103,000 155,000 207 ,000 |
31,00 §3,000 107,000 160,000 214,000
31,50 55,000 110,000 166,000 221,000
35,00 68,000 136,000 204,000 273,000
35,50 70,000 140,000 210,000 280,000
36,00 72,000 144,000 216,000 288,000
36,50 74,000 148,000 222,000 296,000
37,00 76,000 152,000 228,000 305,000
38,00 80,000 161,000 241,000 321,000
39,00 85,000 169,000 254 000 338,000
40,00 89,000 178,000 267,000 356,000
} PESOS DE PLACA CIRCULAR
" ———— OBO KURT F, LING GOMEZ | UNIVERSIDAD NACIONAL AUTONOMA DE MEXICO CT-2 4 CAMPUS "ARAGON" ADAP. SIEDER Y TATE |
= APOGEE
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