Trocadores de Calor - Desenvolvimento, Tendências e Análise de Temperatura

TROCADORES DE CALOR 1 Desenvolvimento e tendências futuras em trocadores de calor O desenvolvimento mais significativo foi o livro de Kern 1950 o qual fornece um conservativo seguro e simples método para numerosos tipos de trocadores de calor com ou sem mudança de fase Outro desenvolvimento foi a análise de Tinker 1947 1958 onde examina várias correntes que afetam a performance do lado do casco Esta análise tem sido melhorada E programas de computadores detalhados tem sido feitos por institutos de pesquisa tais como HTRI Heat Transfer Research Inc e HTFS AspenTech Heat Transfer Innovation que possuem em suas empresas pessoas experientes e envolvidas com os trabalhos industriais O aumento do número de usuários em computadores fez com que os programas de análises e projetos aumentassem também O mais importante trabalho foi feito pela Universidade de Delaware de 1947 a 1962 o qual produziu aproximadamente 25 trabalhos culminando com o método BellDelaware 1981 que é o mais detalhado e usado hoje em dia por simuladores Existem hoje aproximadamente 390 programas de computadores disponíveis para todas as espécies de operações de engenharia química incluindo 39 aproximadamente de trocadores de calor e muitas companhias possuem seus próprios programas Um risco emergente é que os engenheiros aceitem os resultados sem uma análise crítica e isto pode levar a um equipamento não econômico e algumas vezes provocar desastres em consequência de erros ou dados no INPUT eou limitações no programa usado 2 Efeito da Temperatura A fim de preparar a solução de problemas industriais devemos modificar as condições de processo ou seja entre dois pontos do processo exigimos que se eleve o temperatura de uma dada massa de líquido que escoa de t1 a t2 enquanto que outro fluido se resfria de T1 a T2 assim devemos encontrar qual a superfície de transferência de calor necessária para este serviço Se repararmos na equação resultante de Fourier 225 225 80 200 200 300 100 275 175 110 85 Q UALMTD 11 21 Determinação do LMTD LMTD ΔT máxΔT mín ln ΔT máx ΔT mín 22 22 Coeficiente global de transferência de calor U é função dos coeficientes de transferência de calor ou coeficientes de película Temos então que determinar estes para solucionarmos a equação Esta determinação será abordada à partir do item 3 Equação de convecção forçada Os estudos para a determinação da correlação entre o coeficiente de película e as propriedades físicas foram feitos inicialmente para escoamento turbulento por Morris e Whitman que chegaram a expressão hi D k a DG μ p cP μ k q 23 onde a p q foram encontrados levantandose dados experimentais chegando a hi D k 000115 DG μ 09 c P μ k 1 3 24 onde Nuh D k 25 ReDG μ 26 15 D0622 in 1292 ºF 991 ºF G854000 lbhft2 Prc P μ k 27 23 Temperatura calórica ou temperatura média do fluído ou temperatura de película O coeficiente de película normalmente é calculado através das propriedades físicas do fluido na média aritmética entre a temperatura de entrada e a de saída Na troca de calor de um fluido para outro o fluído quente possui uma viscosidade na entrada que se torna maior à medida que o fluido se resfria O fluído frio em contracorrente entra com uma viscosidade que decresce à medida que ele é aquecido Existe um terminal quente T1 t2 e um terminal frio T2 t1 e os valores dos coeficientes de película variam sobre o comprimento do tubo produzindo um valor de U no terminal quente maior que o valor terminal frio Como um exemplo considere o caso de um coeficiente de transferência de calor individual na entrada e na saída Entrando a 991 ºF c P0478 BTUlbºF μ295 cp k 0078 BTUhft2ºFft DGμ 09062285400012295242092590 cP μk 1 304782952 420078 0 9352 h0078120622001152590352158 na entrada Saída a 1292 ºF c P0495 BTUlbºF μ220 cp k 0078 BTUhft2ºFft DGμ 09062285400012220242093370 cP μk 1 304952202420078 09323 Th TC t2 T1 t1 T2 h0078120622001153370323188 na saída Assim a variação do coeficiente U pode ser dada pelo expressão U a 1 b t Uma correlação deste tipo pode ser feita em qualquer indústria obtendose a e b pelas propriedades físicas e eliminandose o cálculo de Uh e Uc e Kc seria a relação Uh Uc Uc Se um trocador transfere calor entre duas frações de petróleo a que fornece maior Kc controla o processo e pode ser usado para estabelecer Fc para ambos correntes Colburn fig 17 Kern O coeficiente global U a uma distância x da entrada Ux será agora identificado encontrandose tc a temperatura das propriedades para as quais hi e ho são calculados e para a qual Ux existe Seja também uma fração Fc e Kc a relação U1 a 1 b T1 U2 a 1 b T2 então vai existir um Ux a1bTX rΔTc ΔTh onde os parâmetros c e h se referem aos terminais frio e quente respectivamente KCUhUCUC 28 Na relação entre r e KC encontramos uma fração calórica FC FC1KCrr1 1ln KC1 ln r1 KC Assim através da Fig 17 Kern podemos correlacionar KC Uh UC e TCTh onde as temperaturas calóricas são T CT 2FC T 1T 2 para o fluido quente e 29 t Ct1FC t 2t1 para o fluido frio 210 t2225 ºF T1250 ºF t1100 ºF T2200 ºF Exercício 1 Cálculo do temperatura calórica A 20 ºAPI o óleo cru é resfriado de 300 a 200 ºF aquecendose a gasolina fria com 60 ºAPI de 80 a 120 ºF em um trocador contracorrente Para quais temperaturas do fluido U deve ser calculado Exercício 2 Em um trocador bitubular contracorrente um líquido é resfriado de 250 a 200 ºF pelo aquecimento de um outro de 100 a 225 ºF O valor de U 1 no terminal frio é 50 Btuhft2ºF e U2 no terminal quente é 60 Btuhft2ºF A que temperatura U deve ser computado para expressar o coeficiente global de troca térmica para O trocador inteiro 3 Trocadores com duplo tubo As portes principais são dois conjuntos de tubos concêntricos De forma geral é o mais econômico e flexível além disso é o mais fácil para a operação e manutenção Permite fácil expansão ou redução por incorporação ou retirado de elementos a Aplicações usuais pressões de projeto até 15000 psig líquidos viscosos 100 cp baixas vazões baixas quantidades de calor o serem transferidas áreas de troca entre 2 A 50 m2 b Padronização os tamanhos padronizados dos tês e dos cabeçotes de retorno são fornecidos na tabela abaixo Tubo externo IPS Tubo interno IPS 2 1 14 2 12 1 12 3 2 4 3 Os trocadores de duplo tubo são normalmente dispostos em conjuntos com comprimentos efetivos de 12 15 ou 20 ft sendo o comprimento efetivo a distância em cada ramo que ocorre a transmissão de calor c Coeficiente de película Sieder e Tate fizeram uma correlação aquecendo e resfriando diversos fluidos em tubos horizontais e verticais e chegaram a expressão para escoamentos laminares Re 2100 hi D k 186 DG μ 1 3 cP μ k 1 3 D L 1 3 μ μw 0 14 31 para escoamento turbulento Re 10000 a expressão toma a forma hi D k 0027 DG μ 08 cP μ k 1 3 μ μw 014 32 d Fluído escoando no anel Diâmetro equivalente Quando o fluido escoa através da parte anular de tubos concêntricos é conveniente empregar um diâmetro equivalente De nas equações de transmissão de calor O diâmetro equivalente é igual a quatro vezes o raio hidráulico e o raio hidráulico por sua vez é o raio do tubo equivalente da seção reta anular O raio hidráulico é a razão entre a área de escoamento e o perímetro molhado Para um fluído que escoa na seção anular a área de escoamento é 4 D2 2 D1 2 porém o perímetro molhado para a transmissão de calor é diferente do perímetro molhado para a queda de pressão Para a transmissão de calor em anéis temos De4 rh4área de escoamentoperímetro molhado 4 π D2 2D1 24 πD1D2 2D1 2 D1 33 Atenção a Nos cálculos de Queda de Pressão o atrito não resulta somente da resistência para o tubo externo mas também é afetado pela superfície externa do tubo interno O perímetro molhado total é D2 D1 assim De4 rh4área de escoamentoperímetro molhadode atrito 4 π D2 2D1 24 π D2 2D1 2D2D1 b Em trocadores com duplo tubo costumamos usar a superfície externo do tubo interno como superfície de referência em Q U A LMTD e uma vez que hi foi determinado por Ai e não A ele deve ser corrigido hiohi Di De e U hioho hioho considerando os fatores de incrustação 1 Ud lUc Rd c Localização do fluido O produto que apresentar MAIOR VAZÃO deverá ser colocado no lado do trocador que apresentar MAIOR ÁREA DE ESCOAMENTO T1 T2 t2 t1 T1 T2 t1 t2 Roteiro de Cálculo do Trocador Duplo Tubo 1 Cálculo da Quantidade de Calor QmcPt2t 1mcPT 1T 2 2 Cálculo do LMTD LMTD ΔT maxΔT min ln ΔT max ΔT min Tubo Interno Anulo 3 cálculo da área Dd12 ft atπd24 ft 2 9 área de escoamento D1d112 ft D2d212 ft Contracorrente Concorrente a Aπ D2 2D1 24 ft2 Escolher a localização do fluido no tubo ou no anel 4 velocidade mássica Gt mt at lbhft 2 10 diâmetro equivalente DeD2 2D1 2 D1 5 Reynolds ReDGt μ 11 velocidade mássica GA mAa A lbhft 2 6 Prandtl PrcP μk 12 Reynolds ReDeGA μ 7 cálculo hi Se Re2300 hi D k 0027 DG μ 0 8 cP μ k 1 3 μ μw 0 14 13 Prandtl PrcP μk 8 cálculo hio correção do hi hiohi Di De 14 cálculo do ho Se Re2300 ho De k 0027 DG μ 08 cP μ k 1 3 μ μw 0 14 15 cálculo do coeficiente global UC UC hioho hioho 16 cálculo do coeficiente global UD 1 UD 1 UC RD 17 cálculo da área requerida A Q U DLMDT 18 cálculo do comprimento do tubo L A πD1 ft 19 número de grampos nº de grampos L nº de secções Cálculo da Perda de Carga Tubo Interno Anulo 20 cálculo do P ΔPt4fGt 2 L2gd2 D Onde f16Re para Re2100 f000350264Re042 para Re2300 P perda de carga ft de líquido f fator de fanning G vazão mássica lbhft2 L comprimento do tubo ft g aceleração da gravidade 418108 fth2 d densidade lbft3 D diâmetro interno do tubo ft ΔPtΔPtd 144 psi 21 cálculo de De DeD2D1 22 cálculo de P ΔP A4 fGA 2 L2 gd2 De Onde f16Re para Re2100 f000350264Re042 para Re2300 ΔP AΔP Ad 144 psi 23 cálculo das perdas na entrada e saída ΔPrv22 gnº de grampos ΔPrΔPrd 144 psi Onde v é a velocidade no anulo fts e g é a aceleração da gravidade 322 fts2 vG3600d fts 24 P total ΔPΔPA ΔPr psi Exercícios Trocadores DuploTubo 1 Água flui em um tubo de 00475 m de diâmetro interno a uma velocidade de 15 ms Calcular o coeficiente de transferência de calor se a temperatura de entrada da água é 60 ºC e 40 ºC na saída do tubo a temperatura no interior da parede do tubo é de 35 ºC 2 Xarope de sacarose flui em um tubo de 0023 m de diâmetro interno a uma taxa de 40 litrosmin enquanto o vapor se condensa sobre a superfície exterior do tubo O xarope é aquecido de 50 para 70 ºC enquanto a temperatura no interior da parede é 80 ºC Calcular 1 o coeficiente de transferência de calor e 2 o comprimento requerido do tubo 3 Um alimento líquido é aquecido a uma taxa de 1 kgs em um trocador de calor duplo tubo O líquido entra no tubo interior em 10 ºC e sai em 70 ºC A água é usada como o meio de aquecimento e entra no espaço anular do trocador de calor a 90 ºC flui em contracorrente e saindo a 60 ºC Se o coeficiente global de transferência calor do trocador de calor é 200 Wm2ºC calcular a vazão de água a área de transferência de calor requerida e a eficiência do trocador de calor Use um valor de 35 kJ kg ºC para a capacidade de calor do líquido e 418 kJ kg ºC para a água 4 Desejamos aquecer Benzeno frio de 80 para 120F usandose Tolueno quente que é resfriado de 160 a 100F Um fator de incrustação de 0001 pode ser disponível para cada corrente e o P permitido em cada corrente é 10 psig Dispomos de certo número de grampos de 20 ft com tubo IPS de 2 x 1 14 in Quantos grampos são necessários 5 6900 lbh de óleo lubrificante 26 API deve ser resfriado de 450 a 350 ºF por 72500 lbh de óleo bruto 34 API O óleo bruto será aquecido de 300 a 310 ºF O fator de incrustação de 0003 deve ser fornecido para cada corrente e a queda e pressão permitida em cada corrente será de 10 psi Dispõese de grampos de 20 ft com tubo IPS de 3 por 2 in Quantos grampos devem ser usados e como devem ser agrupados 4 Trocadores Cascotubo O trocador de calor cascotubo é o mais comum tipo de equipamento de transferência de calor utilizado nas indústrias químicas Quando necessitamos de grandes áreas para a transmissão de calor elas podem ser mais facilmente obtidas com um equipamento multitubular fechado que consiste de diversos tubos que passam no interior de uma carcaça Para seu projeto mecânico é seguido o TEMA Tubular Exchanger Manufacturers Association Diferente do trocador duplotubo o cascotubo possui uma variedade de configurações e pode ser projetado para escoamentos paralelos contracorrentes ou ambos Estes trocadores usados nas indústrias podem alcançar 5000 a 6000 ft2 Os trocadores cascotubo são estudados em quatro aspectos 1 Limite termodinâmico 2 Com referência aos tubos 3 Com referência ao casco 4 Perda de Carga 1 Com referência a Limitação Termodinâmica Somente em certos tipos de trocadores tais como os tipos duplotubo o escoamento pode ser chamado de verdadeiramente paralelo ou contra corrente A maioria dos trocadores possuem uma combinação destes dois tipos de escoamento para que se obtenha a necessária velocidade que permita encontrar o coeficiente de calor desejado A figura abaixo descreve diversos comportamentos de temperatura ao longo do tubo para os tipos de escoamento paralelo e contracorrente Apesar dos diferenças aparentes nas formas das curvas das figuras abaixo a temperatura de saída dos respectivos fluídos seria a mesma para os mesmos condições de entrada área de transferência e projeto Por causa da aproximação entre as temperaturas dos dois fluídos não é possível usar o LMTD como vimos anteriormente para se determinar a área requerido Um fator Ft deve ser usado para contrabalançar os desvios entre este tipo de escoamento e o verdadeiro contracorrente Assim o LMTD quando multiplicado por Ft é conhecido como LMTD corrigido O fator de correção é função das temperaturas de entrada e saída e pode ser calculado por meio de uma série de equações complexas mostradas no Kern todavia soluções gráficas para Ft estão disponíveis para várias configurações de trocadores e apresentadas a seguir Conforme podemos observar nas Figuras 18 a 23 do Apêndice do Kern existe uma região onde a inclinação da curva antes ligeira tornase enorme ficando quase ortogonal à abcissa P É exatamente nesta região que o trocador está atingindo sua limitação termodinâmica de nada adiantaria dobrar sua área ou seu coeficiente global pois sua limitação é de origem termodinâmica Um trocador multipasse nessa situação apresentará um comportamento tipo solução tampão a qualquer tentativa de se melhorar ou piorar sua troca ele reage contrariamente através de forte flutuação do fator de correção mantendose praticamente na situação anterior Destas observações podemos notar que o trocador multipasse aparentemente afastado de seu limite termodinâmico pode rapidamente se aproximar dele se suas condições de operação forem ligeiramente modificadas especialmente se os fluídos tiverem vazões muito diferentes De acordo com os gráficos não é aconselhável usarse trocador 12 uma passagem no casco e duas no tubo quando o fator de correção Ft for menor que 075 Assim como usar trocador com duas passagens no casco 2 N com Ft 085 Os trocadores com mais de uma passagem no casco não são usados com frequência devido a problemas de vazamento sendo preteridos por trocadores com uma só passagem no casco em série Estes arranjos apesar de tão eficiente quanto o outro no ponto de vista térmico estão limitados pela perda de carga Limites de Ft F 1N 075 mudar para 2 N F 2N 085 mudar para 3 N Não se deve esquecer que o objetivo é obter o menor produto área x custo unitário e que o custo unitário cresce com a utilização de um maior número de passagens no casco 2 Referência aos Tubos Dimensões Os dados dos tubos geralmente disponíveis são fornecidos no quadro 10 Kern dos quais 34 e 1 in de diâmetro externo DE são os mais comuns Espaçamento dos tubos Os buracos dos tubos não podem ser perfurados muito próximos uns dos outros uma vez que a distância muito pequena entre tubos adjacentes enfraquece estruturalmente o espelho de apoio dos tubos A menor distância entre dois buracos adjacentes denominase pitch O arranjo pode ser triangular quadrático e quadrático rotacional O pitch triangular provem o maior comprimento de tubo e o maior turbulência do lado do casco o que resulta em maior coeficiente de transferência de calor e a maior queda de Pressão dentre os três tipos de arranjo Todavia o triangular não é usado para fluidos sujos do lado do casco pois é mais difícil sua limpeza O pitch quadrático é preferido para fluidos sujos do lado do casco pois os tubos tem fácil acesso para limpeza O pitch quadrático rotacional é o intermediário entre os dois anteriores pois enquanto ele produz mais turbulência do lado do casco do que o quadrático ele possibilita fácil limpeza nos partes exteriores dos tubos 3 Referência ao casco Carcaças As carcaças são fabricadas com tubos de aço IPS com diâmetros nominais de cerca de até 12 in conforme mostrado no Quadro 11 Acima de 12 até 24 in o diâmetro externo real é igual ao diâmetro nominal do tubo A espessura padronizada da parede para carcaças com diâmetros internos de 12 a 24 in inclusive é de 38 in o que é satisfatório para pressões de até 300 psi no lado da carcaça Espessuras superiores de parede podem ser obtidas para pressões mais elevadas Carcaças com diâmetros superiores a 24 in são fabricados com o rolamento de placas de aço Trocadores com espelhos fixos O tipo mais simples de trocador é o trocador com espelho fixo ou estático do qual fornecemos um exemplo na figura abaixo Suas partes essenciais são uma carcaça 1 equipada com dois bocais e possuindo espelhos 2 em ambas as extremidades os quais também servem como flanges para a ligação de dois carretéis 3 com seus respectivos invólucros 4 Os tubos são expandidos para o interior dos dois espelhos e são equipados com chicanas transversais 5 do lado da carcaça O cálculo da área efetiva para a transmissão de calor é baseado na distância entre as faces internas dos espelhos em vez do comprimento total do tubo Trocador tubular com espelho fixo Chicanas Quando um fluído é mantido em estado de turbulência os coeficientes de transmissão de calor tornamse mais elevados Para induzir turbulência na parte externa dos tubos podemos usar chicanas que produzem o escoamento do líquido através da carcaça perpendicularmente aos tubos O espaçamento entre as chicanas normalmente não é maior que o diâmetro do casco nem menor que 15 do diâmetro interno do casco Área de escoamento O produto passando pelo casco atravesso o feixe de tubos quase que perpendicular aos tubos passando pelo espaço vazio entre os tubos Pt Pitch é a distância de centro a centro dos tubos e C é a distância vazia entre os tubos Área de escoamento ADIC B144Pt ft2 41 DI é o diâmetro interno do casco B é o espaçamento entre as chicanas Como no trocador Bitubular a vazão mássica é GW A lbhft2 42 Diâmetro equivalente do lado da carcaça Tínhamos o definição de diâmetro equivalente De 4 x área de escoamento perímetro molhado para o passo quadrático De 4Pt 2 πd o2 4 πd o in 43 do é o diâmetro externo do tubo para o passo triangular De 4 1 2 Pt086Pt1 2 πd o2 4 1 2πdo in 44 Coeficiente de película do lado da carcaça Assim como para o interior do tubo o coeficiente ho para o lado da carcaça segue a expressão ho De k 036 DG μ 055 cP μ k 1 3 μ μw 014 De em ft 45 como podemos notar é uma função tombem da temperatura da parede uuw S assim antes do cálculo de ho temos que calcular esta temperatura tw no caso de fluidos viscosos 4 Queda de Pressão Lado do casco a queda de pressão do lado da carcaça é proporcional ao número de vezes que o fluido atravessa o feixe de tubos entre as chicanas Também será proporcional a distância ao longo do feixe toda vez que for percorrido Considerando o diâmetro da carcaça Ds em pés e o número de vezes que o feixe é atravessado N 1 onde N é o número de chicanas Se L for o comprimento do tubo em pés ΔPs fG S 2DS N 1 2gρDeφS fGS 2D S N 1 5221010DedφS psi 46 onde d é a densidade relativa do fluído N1 12 x LB Para Re 300 f 00119 x Re 0188 f em ft2in2 Lado do tubo ΔPs fGt 2Ln 5221010Ddφt psi 47 onde n é o número de passagens no tubo L é o comprimento do tubo e Ln é o comprimento total da trajetória em pés D é o diâmetro interno do tubo em ft f é o fator de atrito no interior do tubo em ft2in2 f 00028 Re 0252 para Re turbulento 48 f 0488 Re 0996 para Re laminar 49 A variação de direção introduz uma queda de pressão adicional Pr denominada perda de retorno ΔPr4nd 1621013G19872 psi 410 d densidade relativa ΔPtotalΔPtΔPr 411 Roteiro de Cálculo do Trocador Caso Tubo 12 Real As condições exigidas no processo Fluido Quente T1 T2 c ṁ P d k Rd P Fluido Frio t1 t2 c ṁ P d k Rd P Para o trocador os seguintes dados devem ser conhecidos Lado da Carcaça Interior do Tubo DI Espaço da Chicana Passagens Número e comprimento DE BWG e passo Passagens 1 Balanço de Calor QmcPt2t 1mcPT 1T 2 2 Cálculo do LMTDcorrigido T1 T2 t2 t1 LMTD ΔT maxΔT min ln ΔT max ΔT min Ft R T 1T 2 t2t1 S t2t1 T 1t1 com Figura 18Ft 3 Temperatura Calórica TC e tC Tubos Casco 3 cálculo da área at N tat 144n at área de escoamento por tubo Quadro 10 11 área de escoamento a A DICB 144Pt 4 vazão mássica Gt mt at lbhft 2 12 vazão mássica GA mAa A lbhft 2 5 Reynolds ReDGt μ 13 Reynolds ReDeGA μ 6 Prandtl PrcP μk 14 Prandtl PrcP μk 7 cálculo hit Através da Figura 24 15 cálculo do hoS Através da Figura 28 8Obter w e t 16 Obter tW Contracorrente φt μ μW 014 tWtC hoφS hioφthoφS T CtC 9 cálculo hio correção do hi hio φt hi φt Di De 17Obter w e S φS μ μW 0 14 10 cálculo hi hiohio φt φt 18 cálculo ho hoho φS φS 19 cálculo do coeficiente global UC UC hioho hioho 20 cálculo do coeficiente global UD U D Q ALMDT sendo AaLNt a área externa Quadro 10 21 Fator de Incrustação RDUCU D UCU D Cálculo da Perda de Carga Tubos Casco 22 cálculo do P ΔPs fGt 2Ln 5221010Ddφt psi Onde f 00028 Re 0252 Re turbulento f 0488 Re 0996 Re laminar 23 Nº de interseções N1 12 x LB 24 Cálculo do P ΔPs fG S 2DS N 1 2gρDeφS fGS 2D S N 1 5221010DedφS psi P perda de carga ft de líquido f fator de fanning G vazão mássica lbhft2 L comprimento do tubo ft g aceleração da gravidade 418108 fth2 d densidade relativa D diâmetro interno do tubo ft ΔPr4nd 1621013G19872 psi ΔPtotalΔPtΔPr onde d é a densidade relativa do fluído Para Re 300 f 001197 x Re 0188 f em ft2in2 Exercícios 1 43800 lbh de querosene com 42 API deixam o fundo de uma coluna de destilação a 390F e serão resfriados até 200F por 149000 lbh de óleo bruto de conteúdo médio com 34 API proveniente de um reservatório a 100F e aquecido até 170F Uma queda de pressão de 10 psi é permissível para ambas as correntes e de acordo com o Quadro 12 devemos dispor de um fator de incrustação combinado igual a 0003 Dispomos para este serviço de um trocador com 2114 in de DI possuindo 158 in de DE tubos BWG número 13 com comprimento de 16 ft dispostos com passo quadrado com afastamento igual a 114 in O feixe é agrupado em quatro passagens e a distância entre as chicanas é de 5 in O trocador será conveniente isto é qual é o fator de incrustação 2 175000 lbh de água destilada entram num trocador a 93F e saem a 85F O calor será transmitido para 280000 lbh de água comum proveniente de um reservatório a 75F e deixando o trocador a 80F Uma queda de pressão de 10 psi pode ser desenvolvida em ambas as correntes enquanto fornece um fator de incrustação de 00005 para a água destilada e de 00015 para a água comum quando a velocidade do tubo supera 6 fts Dispõese para este serviço de um trocador com 15 14 in de DI e 160 34 de DE com tubos BWG 18 de comprimento igual a 16 ft e dispostos segundo um passo triangular com lado igual a 1516 in O feixe é agrupado para duas passagens e as chicanas são separadas para uma distância de 12 in O trocador será apropriado