Vaporizadores: Conceitos e Tipos

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VAPORIZADORES 
Capítulo 9 
08/2017 
2 
Capítulo 9 
9.1. Conceito 
9.2. Vaporização 
9.3. Tipos de Refervedores 
9.4. Seleção de Alternativas 
9.5. Comportamento Termofluidodinâmico 
3 
9.1. Conceito 
Vaporizadores 
 
 
 
 São equipamentos destinados a promover a 
mudança de fase de uma corrente na fase líquida 
para fase vapor. 
4 
9.1. Conceito 
Exemplos 
 
 Uma caldeira (fired boiler) que transfere o calor 
liberado pela queima de um combustível para a 
vaporização da água. 
 
 Uma caldeira de recuperação de calor (waste 
heat boiler) que gera vapor através da recuperação 
de energia de uma corrente de processo a alta 
temperatura. 
5 
9.1. Conceito 
Exemplos 
 
 Um refervedor (reboiler) que vaporiza uma 
corrente líquida oriunda do fundo de uma coluna 
de destilação. 
 
 
 Um trocador de calor que é responsável pela 
revaporização de um gás que foi anteriormente 
condensado para transporte e armazenamento. 
6 
9.1. Conceito 
Exemplos 
 
 Um equipamento que obtém um componente 
puro na fase vapor a partir de uma mistura, tal 
como nos processos de dessalinização da água. 
 Um evaporador (evaporator) utilizado para 
concentrar uma solução ou mesmo efetuar a sua 
cristalização. 
 Um chiller que resfria uma corrente através da 
vaporização de um fluido refrigerante. 
 
7 
 No contexto do nosso curso, iremos focar o 
estudo dos vaporizadores basicamente como 
refervedores de colunas de destilação. 
 Entretanto, os conceitos discutidos podem 
ser aplicados na análise de outros serviços de 
vaporização baseados na ebulição de uma corrente 
líquida. 
 Evaporadores não serão incluídos no escopo 
do curso. 
9.1. Conceito 
8 
9.2. Vaporização 
 O termo vaporização é utilizado para definir 
o processo de transição da fase líquida para a fase 
vapor. 
 Pode ocorrer de duas formas: 
 
 Ebulição 
 
Evaporação 
9 
9.2. Vaporização 
 Ebulição: 
 A transição da fase líquida para a fase vapor 
ocorre através da formação de bolhas sobre uma 
superfície aquecida. 
)( satw
vap
TT
q
h


Excesso de temperatura 
10 
9.2. Vaporização 
 Evaporação: 
 A transição da fase líquida para a fase vapor 
ocorre através da interface entre o líquido e seu 
vapor. 
)( 

TT
q
h
liq
vap
11 
9.2. Vaporização 
 Ebulição x Evaporação: 
 A ebulição ocorre quando o líquido está em 
contato com uma superfície com temperatura 
acima da sua temperatura de saturação. 
 A evaporação ocorre quando a temperatura 
do líquido alcança um pequeno superaquecimento 
em relação à sua saturação ou quando está em 
contato com seu vapor e um gás não condensável. 
 Em determinadas situações, a vaporização 
pode ocorrer por ebulição e evaporação 
simultaneamente. 
12 
9.2. Vaporização 
 Observações: 
 Conceitos termodinâmicos importantes 
associados ao estudo da vaporização: 
 - Pressão de vapor 
 - Ponto de ebulição 
 - Ponto de bolha 
 - Ponto de orvalho 
 - Mistura azeotrópica 
13 
9.2.1. Ebulição 
 De acordo com o movimento do fluido, a 
ebulição pode ser caracterizada como: 
 Ebulição em piscina (pool boiling): O 
movimento do fluido ocorre devido às correntes de 
convecção natural e em função da ascensão das 
bolhas de vapor no seio do líquido. 
 Ebulição com convecção forçada (forced 
convective boiling): Além das correntes de 
convecção natural e das bolhas de vapor, o fluido 
se movimenta em função de um agente externo. 
14 
9.2.2. Ebulição em piscina 
 Considerando o aquecimento gradativo de 
uma superfície em contato com um líquido, 
verifica-se que o fenômeno da ebulição passa por 
diferentes regimes: 
 Ebulição com convecção natural 
 Ebulição nucleada 
 Ebulição de transição 
 Ebulição em película 
Aumento do 
excesso de 
temperatura 
15 
9.2.2. Ebulição em piscina 
 Ebulição com convecção natural: 
 
 Para baixos valores de excesso de 
temperatura, a transferência de calor ocorre 
através de convecção natural, onde o fluido junto à 
superfície fica superaquecido porém sem ocorrer a 
formação de bolhas de vapor. 
 Neste regime, o aumento de temperatura da 
superfície aumenta o fluxo térmico. 
16 
9.2.2. Ebulição em piscina 
 Ebulição com convecção natural: 
 
q 
Te log x log 
17 
9.2.2. Ebulição em piscina 
 Ebulição nucleada: 
 Com o aumento do excesso de temperatura, 
surge a ebulição nucleada onde as bolhas se 
formam sobre a superfície aquecida e se 
desprendem para o interior do líquido. 
 Caso o seio do líquido (bulk) esteja a uma 
temperatura inferior à temperatura de saturação, 
estas bolhas podem condensar antes de chegar à 
superfície livre (ebulição nucleada subresfriada). 
18 
9.2.2. Ebulição em piscina 
 Ebulição nucleada: 
 
 À medida que a temperatura da superfície 
aumenta, o fluxo térmico aumenta, com o vapor 
inicialmente se desprendendo na forma de bolhas 
individuais e, posteriormente, na forma de jatos ou 
colunas. 
 Atingindo um determinado valor de excesso 
de temperatura, o fluxo térmico atinge um valor 
máximo denominado fluxo crítico. 
19 
9.2.2. Ebulição em piscina 
 Ebulição nucleada: 
 
Te 
q 
log x log 
20 
9.2.2. Ebulição em piscina 
 Ebulição de transição: 
 Neste regime, a formação de bolhas é tão 
intensa que a superfície passa a ser 
gradativamente tomada por uma camada de vapor. 
As condições em cada ponto da superfície oscilam 
entre ebulição nucleada e de película. 
 Em função do crescente recobrimento da 
superfície por uma camada de vapor (vapor 
blanketing), o fluxo térmico cai com o aumento da 
temperatura. 
21 
9.2.2. Ebulição em piscina 
 Ebulição de transição: 
 
q 
Te log x log 
22 
9.2.2. Ebulição em piscina 
 Ebulição em película: 
 
 Neste regime, a superfície de aquecimento 
está totalmente recoberta por um filme de vapor. 
Iniciando em um ponto de mínimo fluxo térmico 
(Ponto de Leidenfrost), na ebulição em película o 
aumento da temperatura volta a levar a um 
aumento do fluxo térmico. 
23 
9.2.2. Ebulição em piscina 
q 
Te 
 Ebulição em película: 
 
log x log 
24 
9.2.2. Ebulição em piscina 
q 
Te 
 Observação: Dispositivos com fluxo controlado 
 
log x log 
25 
9.2.3. Ebulição com convecção forçada 
 Na ebulição com convecção forçada, o fluido 
se movimenta através da superfície de 
transferência de calor em função de um agente 
externo (coluna de líquido, como no caso dos 
termossifões, ou uma bomba, como no caso dos 
refervedores com circulação forçada) associados 
aos movimentos naturais das correntes de 
convecção natural e das bolhas de vapor. 
26 
9.2.3. Ebulição com convecção forçada 
 Na ebulição com convecção forçada, verifica-
se o escoamento simultâneo do líquido e do vapor. 
 Este escoamento pode ocorrer de acordo com 
diferentes regimes dependendo da fração 
vaporizada, vazão total de fluido e orientação da 
tubulação em relação ao campo gravitacional. 
27 
9.2.3. Ebulição com convecção forçada 
 Escoamento vertical: 
Fonte: 
http://www.ingenieriadepetroleo.com/2013/01/flow-regimes-in-
horizontal-and-vertical-pipes.html 
28 
9.2.3. Ebulição com convecção forçada 
 Escoamento vertical: 
Fonte: 
http://www2.mne.psu.edu/amfl/Gallery/regimes/regimes.html 
Bubbly Slug Churn-Turbulent Annular 
29 
9.2.3. Ebulição com convecção forçada 
 Escoamento vertical:Fonte: 
http://www.ingenieriadepetroleo.com/2013/01/flow-regimes-in-
horizontal-and-vertical-pipes.html 
30 
9.2.3. Ebulição com convecção forçada 
 Escoamento horizontal: 
Fonte: 
http://www.ingenieriadepetroleo.com/2013/01/flow-regimes-in-
horizontal-and-vertical-pipes.html 
31 
9.2.3. Ebulição com convecção forçada 
 Escoamento horizontal: 
Fonte: 
http://www.scielo.br/scielo.php?pid=S1678-
58782010000100003&script=sci_arttext 
32 
9.2.3. Ebulição com convecção forçada 
 Escoamento horizontal: 
Fonte: 
http://www.ingenieriadepetroleo.com/2013/01/flow-regimes-in-
horizontal-and-vertical-pipes.html 
33 
9.2.3. Ebulição com convecção forçada 
Névoa Vapor Transição Anular 
Líquido 
Bolhas e slug 
h 
Qualidade 
34 
9.2.4. Fluxo crítico 
 Se o fluxo térmico no vaporizador 
ultrapassar o valor máximo indicado pelo fluxo 
crítico, ocorrerá a formação de um filme de vapor 
sobre a superfície (vapor blanketing). 
 
 O valor do fluxo crítico diminui com a 
fração vaporizada e aumenta com a velocidade. 
35 
 O surgimento deste filme de vapor implica 
em um superaquecimento da parede dos tubos, o 
que pode causar danos ao equipamento. 
9.2.4. Fluxo crítico 
36 
 O fluxo crítico é maior em refervedores 
verticais, embora uma vez que este ocorra, as 
consequências são mais severas neste tipo de 
equipamento, visto que o filme de vapor formado é 
mais estável e tende a envolver toda a superfície. 
9.2.4. Fluxo crítico 
37 
 No caso de refervedores horizontais, o 
recobrimento de vapor irá ocorrer 
preferencialmente no topo dos tubos, com as 
laterais e o fundo ainda submetidos à ebulição 
nucleada. 
 Apesar de menos danoso, este processo 
tenderá, ao longo do tempo, a favorecer a corrosão 
dos tubos junto à interface líquido-vapor. 
9.2.4. Fluxo crítico 
38 
 Para evitar os problemas associados ao fluxo 
crítico, no projeto de vaporizadores, usualmente o 
fluxo térmico deve estar abaixo do fluxo crítico de 
acordo com uma margem de segurança adequada 
(<70%). 
9.2.4. Fluxo crítico 
39 
 Problemas associados a superfícies “secas” 
também podem ocorrer para fluxos térmicos 
inferiores ao crítico. 
 Este fenômeno pode ocorrer em frações 
vaporizadas muito elevadas, quando então forma-
se um escoamento do tipo névoa (mist), onde o 
líquido viaja na forma de gotas dispersas no seio 
do vapor. 
9.2.4. Fluxo crítico 
40 
9.3. Tipos de Refervedores 
 São trocadores de calor cuja função é 
vaporizar uma corrente líquida do fundo de 
colunas de destilação, retornando o vapor ao fundo 
da própria coluna, propiciando assim energia para 
a realização do fracionamento. 
41 
 A fonte de calor para a vaporização pode ser 
proveniente de uma utilidade (e.g. vapor d´água), 
de um fluido de processo (e.g. recuperação de calor 
de uma corrente quente de um reator) ou mesmo 
da queima de um combustível (e.g. forno 
refervedor em refinarias). 
9.3. Tipos de Refervedores 
42 
 No escopo do nosso curso vamos enfocar 
refervedores na forma de trocadores de calor casco-
e-tubo, de acordo com as seguintes alternativas: 
  Refervedor tipo kettle 
  Refervedor interno à coluna 
  Termossifão horizontal 
  Termossifão vertical 
  Refervedor com circulação forçada 
 
9.3. Tipos de Refervedores 
43 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
 Neste tipo de trocador o feixe de tubos fica 
imerso no líquido em ebulição. 
 Os vapores formados são separados do 
líquido através de uma extensão do casco, 
correspondendo ao casco tipo K da TEMA. 
 O feixe de tubos pode ser do tipo tubo em U 
ou cabeçote flutuante. 
44 
Fonte: Heat Exchanger Design Handbook 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
45 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
Fonte: 
D.A. McNeil et al. Int. J. Heat Mass Transfer 53 (2010) 825–835 
46 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
Fonte: 
B. Maslovaric et al. Int. J. Heat Mass Transfer 75 (2014) 109–121 
47 
Fonte: 
http://www.bayporttechnical.com/products/static-models/ 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
48 
Fonte: 
http://engineering.wikia.com/wiki/Shell_and_tube_heat_exchanger 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
49 
Fonte: 
http://engineering.wikia.com/wiki/Shell_and_tube_heat_exchanger 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
50 
Fonte: 
 www.distillationgroup.com 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
51 
Fonte: 
http://www.thermopedia.com/content/1078/ 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
52 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
Fonte: 
http://www.red-bag.com/jcms/design-standards 
53 
Fonte: 
http://www.flickr.com/photos/44768056@N05/4157705523/ 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
54 
Fonte: http://www.flickr.com/photos/44768056@N05/4158466322/ 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
55 
Fonte: 
http://www.phxequip.com/equipment.4240/4910.aspx 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
56 
Fonte: 
http://www.valdeseng.com/site/epage/85412_824.htm 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
57 
Fonte: 
http://www.rccostello.com/process_intensification.html 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
58 
Fonte: 
http://www.souheat.com/Heat_Exchangers/Gallery/BKM%20C2%20
Splitter%20Re-boiler~4.html 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
59 
 Vantagens: 
 
 - Sua operação é hidraulicamente simples. 
 
 - No caso de fluidos perto do ponto crítico, a 
diferença entre as densidades do líquido e do vapor 
não é significativa, o que dificulta a utilização de 
um termossifão, neste caso, um refervedor tipo 
kettle pode ser uma boa opção. 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
60 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
 Desvantagens: 
 - Em relação às outras alternativas, estão 
associados a menores valores de coeficientes 
convecção. 
 - São mais suscetíveis a problemas de 
deposição, em função de maiores frações 
vaporizadas e maiores tempos de residência do 
fluido no interior do equipamento. 
 - São mais caros em função do casco tipo K. 
61 
 Observações: 
 
 
 Buscando limitar problemas envolvendo o 
acúmulo de depósitos, recomenda-se a utilização 
de frações vaporizadas máximas de até 80%. 
9.3.1. Refervedor tipo kettle 
62 
9.3.2. Refervedor interno à coluna 
 Este tipo de refervedor é semelhante ao 
refervedor tipo kettle, porém ao invés da presença 
de um casco, o feixe de tubos é embutido no 
interior da coluna. 
63 
9.3.2. Refervedor interno à coluna 
Fonte: Heat Exchanger Design Handbook 
64 
9.3.2. Refervedor interno à coluna 
Fonte: 
http://lorien.ncl.ac.uk/ming/distil/reboil.htm 
65 
9.3.2. Refervedor interno à coluna 
Fonte: 
www.distillationgroup.com 
66 
9.3.2. Refervedor interno à coluna 
Fonte: 
http://www.thermopedia.com/content/1078/ 
67 
9.3.2. Refervedor interno à coluna 
Fonte: 
https://www.youtube.com/watch?v=h-vbButULsE 
68 
 Vantagens: 
 
 
 - Uma vez que é formado apenas por um 
feixe de tubos, é a alternativa mais barata. 
 
 - Os problemas de deposição são menos 
importantes que em um kettle convencional. 
 
9.3.2. Refervedor interno à coluna 
69 
 Desvantagens: 
 
 
 - Devido ao limite estabelecido pelo diâmetro 
da coluna, a área máxima que pode ser utilizada 
pode ser uma restrição importante. 
 
 
 - Caso seja preciso acessar o feixe de tubos 
paraa manutenção do trocador, é necessário abrir 
a coluna de destilação. 
9.3.2. Refervedor interno à coluna 
70 
9.3.3. Termossifão horizontal 
 Nos termossifões, a circulação ocorre em 
função da diferença de densidade entre a coluna de 
líquido no fundo da torre e a corrente bifásica ao 
longo do trocador e das tubulações de retorno. 
 Em geral, em um termossifão horizontal, a 
corrente em ebulição escoa transversalmente ao 
feixe de tubos (e.g. casco X, G, H ou J 1-2), cujo 
interior escoa o fluido de aquecimento através de 
um ou mais passes. 
71 
9.3.3. Termossifão horizontal 
Fonte: Heat Exchanger Design Handbook 
72 
Fonte: 
http://www.thermopedia.com/content/1078/ 
9.3.3. Termossifão horizontal 
73 
9.3.3. Termossifão horizontal 
Fonte: 
http://www.globalspec.com 
74 
9.3.3. Termossifão horizontal 
Fonte: 
http://en.wikipedia.org/wiki/File:Thermosyphon_Reboiler.png 
75 
9.3.3. Termossifão horizontal 
Fonte: 
www.distillationgroup.com 
76 
9.3.3. Termossifão horizontal 
Fonte: 
http://www.hydrocarbonprocessing.com/Article/2959360/Apply-new-
enhanced-tubes-to-optimize-heat-transfer-in-LNG-trains.html 
77 
9.3.3. Termossifão horizontal 
Fonte: 
http://www.inspection-for-industry.com/heat-exchanger-theory.html 
78 
9.3.3. Termossifão horizontal 
Fonte: 
http://www.petronemirates.com/picpipe2.htm 
79 
 Vantagens: 
 
 
 - A disposição do feixe na horizontal, reduz a 
altura da coluna de líquido necessária para o 
escoamento. 
 
 - É possível alcançar maiores velocidades, o 
que permite diminuir a formação de depósitos, 
quando comparado com o kettle. 
9.3.3. Termossifão horizontal 
80 
 Desvantagens: 
 
 - Se houver problemas de deposição, estes 
irão exigir a limpeza do casco. 
 
 
 - Em unidades maiores, torna-se necessário 
instalar sistemas de distribuição com vários bocais 
ao longo do casco para a uniformização do 
escoamento, o que pode aumentar os custos. 
9.3.3. Termossifão horizontal 
81 
9.3.4. Termossifão vertical 
 Nos termossifões, a circulação ocorre em 
função da diferença de densidade entre a coluna de 
líquido proveniente da torre e a mistura bifásica 
na saída do trocador. 
 Em geral, em um termossifão vertical, a 
corrente em ebulição escoa no interior do feixe de 
tubos, recebendo calor da corrente quente que 
escoa no interior de um casco tipo E. 
82 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: Heat Exchanger Design Handbook 
83 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: 
www.distillationgroup.com 
84 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: 
http://lorien.ncl.ac.uk/ming/distil/reboil.htm 
85 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: 
http://www.thermopedia.com/content/1078/ 
86 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: 
http://www.red-bag.com/jcms/design-standards 
87 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: 
http://www.piping-engineering.com/heat-exchanger-piping-design-guide.html/ 
88 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: 
http://www.whatispiping.com/vertical-reboiler-piping/ 
89 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: http://www.phxequip.com/equipment.4343/5033.aspx 
90 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: http://www.flickr.com/photos/9688555@N02/830134810/lightbox/ 
91 
9.3.4. Termossifão vertical 
Fonte: http://www.processtechinc.net/tip_1.htm/ 
92 
 Vantagens: 
 
 - As maiores velocidades alcançadas no 
escoamento no interior dos tubos reduzem os 
problemas associados à deposição. 
 
 - Em geral, apresentam maiores valores de 
coeficiente de convecção. 
 
 - Se houver a formação de depósitos, estes 
estarão nos tubos, facilitando a limpeza. 
9.3.4. Termossifão vertical 
93 
 Desvantagens: 
 
 - Devido à orientação vertical do feixe, 
torna-se necessário uma maior altura de coluna de 
líquido, implicando na necessidade de uma maior 
elevação da torre. 
 
 - Seu desempenho é bastante dependente das 
condições fluidodinâmicas, o que pode acarretar 
problemas operacionais. 
9.3.4. Termossifão vertical 
94 
9.3.4. Termossifão vertical 
 Observações: 
 
 Recomenda-se a utilização de frações 
vaporizadas na saída do refervedor da ordem de 
0,10 a 0,35 para hidrocarbonetos e 0,02 a 0,10 para 
água e soluções aquosas. 
 
 Deve-se estar atento para uma adequada 
circulação, principalmente para refervedores 
envolvendo longos comprimentos de tubos. 
95 
9.3.5. Refervedor com circulação forçada 
 Nos refervedores com circulação forçada, o 
movimento do fluido ocorre em função de uma 
bomba. Podem ser utilizados com orientação 
vertical ou horizontal, onde a vaporização é 
usualmente conduzida no interior dos tubos. 
96 
9.3.5. Refervedor com circulação forçada 
Fonte: Heat Exchanger Design Handbook 
97 
9.3.5. Refervedor com circulação forçada 
Fonte: 
www.distillationgroup.com 
98 
9.3.5. Refervedor com circulação forçada 
Fonte: 
http://www.prozesstechnik-online.de/test/-/article/31534493/32342766/ 
99 
9.3.5. Refervedor com circulação forçada 
Fonte: 
http://en.wikipedia.org/wiki/File:Fired_Reboiler.png 
100 
9.3.5. Refervedor com circulação forçada 
Fonte: 
http://www.niroinc.com/html/evaporator/evpdfs/distillation_tech.pdf 
101 
 Vantagens: 
 
 
 A utilização de uma bomba para manter o 
escoamento pode ser a única alternativa 
economicamente viável de vaporização em 
refervedores no caso de correntes líquidas de alta 
viscosidade e/ou com severos problemas de 
deposição. 
9.3.5. Refervedor com circulação forçada 
102 
 Desvantagens: 
 
 
 A necessidade de bombeamento penaliza o 
investimento e o custo operacional do sistema 
(velocidades de 5 m/s a 6 m/s são usualmente 
necessárias). 
9.3.5. Refervedor com circulação forçada 
103 
 Observações: 
 
 Em geral, no projeto de refervedores com 
circulação forçada, são adotadas frações 
vaporizadas não superiores que 1% a 5%. 
 Em determinadas situações, pode ser 
interessante suprimir a ebulição ao longo da área 
de transferência (e.g. deposição associada à 
ebulição). Neste caso, a vaporização ocorre em 
uma válvula na tubulação de retorno para a 
coluna. 
9.3.5. Refervedor com circulação forçada 
104 
 Apesar de menos comuns, também é possível 
encontrar termossifões verticais com a vaporização 
no lado do casco e termossifões horizontais com a 
vaporização no lado dos tubos. 
9.3.6. Outras configurações 
105 
 Como permitem alcançar valores 
relativamente elevados de coeficientes de 
transferência sem a necessidade de bombas, os 
termossifões correspondem ao tipo de refervedor 
mais utilizado industrialmente. 
9.4. Seleção de Alternativas 
106 
 Apesar dos termossifões serem a alternativa 
mais comum, deve-se verificar em cada caso se há 
fatores que imponham a seleção de outra 
alternativa de equipamento (e.g. correntes muito 
viscosas, variações de carga muito intensas, 
confiabilidade como um fator crítico, etc.). 
 Em função de problemas operacionais, há 
autores que expressamente não recomendam a 
utilização de refervedores internos à coluna. 
9.4. Seleção de Alternativas 
107 
 Termossifões verticais e refervedores com 
circulação forçada são as alternativas associadas 
aos maiores valores de coeficientes de película. 
 Kettles e refervedoresinternos são as 
alternativas associadas aos menores valores de 
coeficiente de convecção. 
9.4.1. Comparação: Coeficientes de película 
108 
 Para serviços com problemas severos de 
deposição, o refervedor com circulação forçada é a 
opção mais adequada em relação a este aspecto. 
 Alternativamente, a segunda melhor opção 
corresponde aos termossifões verticais. 
 Kettles e refervedores internos são as 
alternativas mais propensas à deposição. 
9.4.2. Comparação: Deposição 
109 
 Em relação à alocação das correntes do 
ponto de vista da deposição, a corrente mais suja 
deve escoar pelo lado dos tubos. 
9.4.2. Comparação: Deposição 
110 
 Refervedores internos são a opção mais 
barata (exceto se for necessária uma expansão do 
fundo da coluna para acomodação do feixe). 
 Termossifões verticais são a segunda opção 
mais barata, pois possuem coeficientes de 
transferência relativamente elevados e necessitam 
de menores tubulações de entrada e saída. 
 Devido ao seu maior tamanho (associado a 
coeficientes de película relativamente baixos e 
casco tipo K), kettles são a alternativa mais cara. 
9.4.3. Comparação: Investimento 
111 
 Refervedores com circulação forçada 
implicam no consumo de energia para 
acionamento da bomba. 
 Nas demais alternativas não há custos 
operacionais. 
9.4.4. Comparação: Custos operacionais 
112 
 A elevação de uma coluna de destilação 
(altura da saia) implica em custos adicionais, 
porém é necessária para fornecer carga hidráulica 
para as seguintes funções, quando for o caso: 
 - Operação do termossifão 
 - NPSH para a bomba em um referverdor com 
circulação forçada 
 - NPSH para a bomba de produto de fundo 
 - Drenagem da coluna para outro equipamento. 
9.4.5. Comparação: Elevação 
113 
 Devido à sua orientação espacial, 
termossifões verticais irão necessitar de uma maior 
elevação da coluna que termossifões horizontais. 
 A elevação da coluna necessária para 
refervedores tipo kettle em geral é pequena, porém 
deve ser suficiente para a movimentação da 
corrente ao longo do trocador 
 Para refervedores com circulação forçada, a 
elevação da coluna deve suprir o NPSH necessário 
para o bombeamento da corrente. 
9.4.5. Comparação: Elevação 
114 
 A área total em termossifões verticais é 
limitada devido a restrições relativas ao 
comprimento dos tubos e o número máximo de 
trocadores. 
 A área de troca térmica dos refervedores 
internos é limitada pelas dimensões da coluna 
(caso não sejam instaladas extensões). 
 Termossifões horizontais ou kettles podem 
acomodar facilmente grandes áreas de troca 
térmica. 
9.4.6. Comparação: Dimensões máximas 
115 
 Refervedores internos não ocupam espaço 
físico adicional. 
 Termossifões verticais são uma alternativa 
compacta, pois são instalados junto à coluna. 
 Termossifões horizontais e kettles ocupam 
mais espaço, especialmente no caso de um feixe 
removível. 
 O espaço ocupado por refervedores com 
circulação forçada depende da sua orientação 
espacial (vertical ou horizontal). 
9.4.7. Comparação: Área ocupada (plot space) 
116 
 Em refervedores com circulação forçada, 
pode ocorrer vazamento no selo da bomba, 
problema particularmente importante no caso de 
líquidos inflamáveis ou tóxicos. 
 Como termossifões não necessitam de 
bombas, não apresentam este risco. 
 Refervedores internos trazem o risco de 
vazamentos no flange de conexão à coluna, 
especialmente no caso de feixes maiores não 
devidamente suportados. 
9.4.8. Comparação: Segurança 
117 
9.5. Comportamento Termofluidodinâmico 
 Apresentação do equacionamento para 
previsão do comportamento de vaporizadores: 
  Kettle e termossifão horizontal 
  Termossifão vertical 
  Refervedor com circulação forçada 
118 
9.5. Comportamento Termofluidodinâmico 
 Kettle e termossifão horizontal 
- Equações para o dimensionamento preliminar 
 Termossifão vertical 
 - Equações para o dimensionamento preliminar 
 - Equações para o dimensionamento rigoroso 
 Refervedor com circulação forçada 
 - Equações para o dimensionamento preliminar 
 - Equações para o dimensionamento rigoroso 
119 
 Para o kettle, serão adotadas equações 
relativas à ebulição nucleada, incluindo fatores de 
correção pertinentes à presença do feixe de tubos. 
 
 No caso dos termossifões horizontais, será 
adotada como abordagem conservadora, ignorar os 
efeitos relativos à circulação externa de fluido. 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Equações para dimensionamento preliminar: 
120 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Correlação de Mostinski: 
 Ebulição nucleada em um tubo isolado: 
Pcnb FqPh
7,069,0
1 00417,0
onde hnb1 é o coeficiente de convecção para 
ebulição nucleada em um tubo isolado em 
W/m2K, Pc é a pressão crítica em kPa, q é o fluxo 
térmico em W/m2 e Fp é um fator de correção 
relativo à pressão. 
121 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 A princípio, o fator Fp pode ser determinado 
através da seguinte expressão: 
 Ebulição nucleada em um tubo isolado: 
 Entretanto para operações a vácuo, a equação 
acima fornece valores muito otimistas. Nestes casos, 
sugere-se utilizar a seguinte expressão: 
  17,0/8,1 cP PPF 
  2
2
27,0
)/(
)/(1
1
9/1,2 c
c
cP PP
PP
PPF 







122 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Em função da presença de vários tubos 
confinados, há uma intensificação do fluxo 
mássico, contribuindo para um aumento do 
coeficiente de convecção. 
 Efeitos convectivos devido ao feixe: 
123 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Efeitos convectivos devido ao feixe: 
nccbnbb hFFhh  1
onde hb é o coeficiente de convecção para ebulição 
nucleada no feixe, Fb é um fator de correção devido 
aos efeitos de convecção no feixe, Fc é um fator de 
correção relativo à presença de uma mistura e hnc é 
o coeficiente de convecção associado às correntes 
líquidas de convecção natural. 
124 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Este fenômeno é complexo e exige um 
conjunto de cálculos especiais, entretanto é 
possível adotar algumas premissas simplificadoras 
adequadas para fins de cálculos preliminares. 
 Efeitos convectivos devido ao feixe: 
125 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Efeitos convectivos devido ao feixe: 
 A determinação do fator Fb pode ser 
realizada através da seguinte correlação: 
 
 
onde C1 é igual a 1,0 para arranjo quadrado e 
quadrado rodado e 0,866 para arranjo triangular e 
triangular rodado. 
75,0
,
2
,1
0,1
)/(
785,0
1,00,1









etettp
b
b
DDLC
D
F
126 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Efeitos convectivos devido ao feixe: 
Valores típicos: 
 Kettle e refervedor interno à coluna: Fb = 2,0 
 Termossifão horizontal: Fb = 2,3 
 
127 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Efeitos convectivos devido ao feixe: 
 A contribuição da convecção natural do 
líquido através do termo hnc pode ser estimada 
como 250 W/m2K para correntes de 
hidrocarbonetos e 1000 W/m2K para correntes 
aquosas. 
128 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Os valores dos coeficientes de convecção na 
ebulição de misturas podem ser muito inferiores aos 
valores correspondentes em substâncias puras. 
 Tal fato ocorre devido ao acúmulo do 
componente menos volátil na fase líquida, levando a 
um aumento da temperaturajunto à superfície. 
 Adicionalmente, também se verifica o 
surgimento de resistências à transferência de massa 
em função dos gradientes de concentração. 
 Efeitos de mistura: 
129 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Uma alternativa de cálculo deste fator pode 
ser dada por: 
 Efeitos de mistura: 
75,015,0 )(023,01
1
BPDP
c
TTq
F


onde TDP e TBP são as temperaturas dos pontos de 
orvalho e bolha. 
 Uma versão mais simples e menos acurada 
desta equação é dada por (se Fc < 0,1  Fc = 1 ): 
))(027,0exp( BPDPc TTF 
130 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Para fluidos puros ou misturas com faixa de 
ebulição estreita, utiliza-se a média logarítmica da 
diferença de temperatura (LMTD). 
 
 Se a faixa de ebulição for considerável, a 
utilização da LMTD fornece resultados muito 
otimistas. 
 Diferença de temperatura: 
131 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Diferença de temperatura: 
H 
T 
132 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 De forma conservadora, em refervedores do 
tipo kettle, adota-se a LMTD baseada na 
temperatura de saída do vapor. 
 
 Diferença de temperatura: 
133 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Diferença de temperatura: 
H 
T 
134 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 
 No caso de termossifões, a adoção desta 
abordagem fornece valores muito baixos. Neste 
caso, recomenda-se a utilização da LMTD co-
corrente ou o valor equivalente para escoamento 
cruzado. 
 Diferença de temperatura: 
135 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
Fluxo crítico para um tubo isolado: 
 Correlação de Mostinski 
 Fluxo crítico: 
9,035,0
max,1 1367 












cc
c
P
P
P
P
Pq
onde q1,max é o fluxo crítico para um tubo isolado 
em W/m2, P é a pressão do sistema em kPa, Pc é a 
pressão crítica em kPa. 
136 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
Efeito do feixe de tubos: 
 Correlação de Palen e Small 
 Fluxo crítico: 
bb qq max,1max, 
onde qb,max é o fluxo crítico para o feixe em W/m
2 e 
b é um fator de correção ligado à geometria do 
feixe (b  1). 
137 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
Efeito do feixe de tubos: 
 Fluxo crítico: 
A
LDb
b

 
onde Db é o diâmetro do feixe de tubos em m, L é o 
comprimento do feixe em m e A é a área de 
transferência de calor em m2. 
bb  1,3
com 
138 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Problemas de fluxo térmico excessivo podem 
ser corrigidos através das seguintes alternativas: 
 - Aumento do espaçamento entre os tubos; 
 - Aumento no comprimento e redução do 
diâmetro do feixe; 
 - Redução da temperatura do fluido de 
aquecimento. 
 Fluxo crítico: 
139 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 De forma alternativa, a abordagem prática 
muitas vezes empregada para o gerenciamento do 
fluxo crítico envolve a adoção de valores máximos 
de fluxo baseados na prática industrial (Kern): 
 
Correntes aquosas: 94 600 W/m2 (30 000 btu/hft2) 
Correntes orgânicas: 37 800 W/m2 (12 000 btu/hft2) 
 Fluxo crítico: 
140 
9.5.1. Kettle e Termossifão horizontal 
 Os valores calculados pelas correlações 
disponíveis costumam fornecer valores de fluxo 
crítico superiores, sendo assim os valores 
apresentados uma estimativa conservadora. 
 Fluxo crítico: 
141 
9.5.2. Termossifão vertical 
 O dimensionamento preliminar de 
refervedores verticais pode ser realizado baseando-
se nas correlações de Frank e Prickett (1973). 
 Equações para dimensionamento preliminar: 
142 
9.5.2. Termossifão vertical 
Para correntes orgânicas: 
 Abordagem: 
MRMR
MMM
TTTT
TTTq


2
32
3,60318,5902
288,037,269,170598,100
onde q é o fluxo térmico em W/m2, TR é a 
temperatura reduzida (T/Tc) e TM é a diferença de 
temperatura média em K. 
Para correntes aquosas: 
32 4204,207,13052,384 MMM TTTq 
143 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Desta forma, o coeficiente global pode ser 
calculado pela equação: 
 Abordagem: 
MT
q
U


144 
9.5.2. Termossifão vertical 
 (1) Estas correlações são baseadas na utilização 
de vapor d´água saturado como fluido de 
aquecimento com um coeficiente de convecção sujo 
igual a 5700 W/m2K e um fator de sujeira no lado 
dos tubos igual a 0,000175 m2K/W. 
 (2) Estes resultados devem ser utilizados 
preferencialmente na faixa de 0,6<TR<0,8 e nunca 
para pressões inferiores a 0,3 bar. 
 Hipóteses: 
145 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Para estender os resultados da correlação 
para diferentes valores de coeficiente de convecção 
sujo no lado do casco (hS) e de fator de sujeira no 
lado dos tubos (Rf,tube), pode-se utilizar a seguinte 
expressão: 
 Extensão da correlação: 
tubef
Scorr
R
hUU
,
41075,1
1
5700
111
 
146 
 Como primeira aproximação pode ser 
utilizada a média logarítmica da diferença de 
temperatura (LMTD). 
 Diferença de temperatura: 
9.5.2. Termossifão vertical 
147 
 Fluxo crítico: 





















cc
c
it
P
P
P
P
P
L
D
q 123660
25,0
61,0
35,0
2
,
max
onde Dt,i e L são o diâmetro interno e o 
comprimento da tubulação em m, respectivamente, 
P é a pressão em kPa e Pc é a pressão crítica em 
kPa. 
9.5.2. Termossifão vertical 
148 
 Tradicionalmente, a abordagem prática 
muitas vezes empregada para o gerenciamento do 
fluxo crítico envolve a adoção de valores máximos 
de fluxo baseados na prática industrial (Kern): 
 
Correntes aquosas: 94 600 W/m2 (30 000 btu/hft2) 
Correntes orgânicas: 37 800 W/m2 (12 000 btu/hft2) 
 Fluxo crítico: 
9.5.2. Termossifão vertical 
149 
 Os valores calculados pelas correlações 
disponíveis costumam fornecer valores de fluxo 
crítico superiores a estes, sendo estes assim uma 
estimativa conservadora. 
 Fluxo crítico: 
9.5.2. Termossifão vertical 
150 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Em função da mudança da fração 
vaporizada ao longo do área de troca térmica, o 
coeficiente de convecção da vaporização varia ao 
longo do comprimento do tubo. 
 Adicionalmente, no caso de misturas, a 
temperatura da corrente em ebulição também 
varia. 
 Equações para o cálculo rigoroso: 
151 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Devido às variações do coeficiente de 
convecção e da temperatura, o cálculo rigoroso do 
refervedor deve envolver a discretização da 
superfície de troca térmica. 
 Neste procedimento, o coeficiente de 
convecção e a diferença de temperatura entre as 
correntes devem ser calculadas para cada ponto ao 
longo do comprimento do trocador. 
 Equações para o cálculo rigoroso: 
152 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Uma das abordagens que pode ser adotada 
para este cálculo corresponde ao método das 
diferenças finitas, onde o domínio da integração é 
descrito através de uma sequência de pontos 
(malha). 
 Em cada ponto da malha, as derivadas são 
aproximadas por diferenças. Selecionando-se uma 
malha suficientemente densa, é possível alcançar 
uma boa precisão numérica. 
 Equações para o cálculo rigoroso: 
153 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Por exemplo, tomando-se por base um 
refervedor com vaporização de uma substância 
pura com calor oriundo de vapor saturado, as 
equações do modelo que devem ser resolvidas para 
descrição do comportamento do equipamentosão: 
 Equações para o cálculo rigoroso: 
dATTUdQ ch )( 
154 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Na forma discretizada, baseada em 
diferenças para frente, estas equações assumem a 
seguinte forma: 
 Equações para o cálculo rigoroso: 
))(( 11,1 jjchjjjj AATTUQQ  
2
1
1,
jj
jj
UU
U




155 
9.5.2. Termossifão vertical 
 No caso da vaporização de misturas, 
ocorrerá o aumento da temperatura ao longo da 
área de troca térmica. 
 Neste caso, será necessário a determinação 
prévia da curva de vaporização da mistura (T x H 
e  x H ). 
 Equações para o cálculo rigoroso: 
156 
9.5.2. Termossifão vertical 
 As equações discretizadas resultantes para a 
vaporização de misturas são: 
 Equações para o cálculo rigoroso: 
)( 11,1,1 jjjjjjjj AATUQQ  
2
1
1,
jj
jj
UU
U




2
)()( ,,1,1,
1,
jcjhjcjh
jj
TTTT
T




157 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
 A determinação do coeficiente de convecção 
ao longo de cada ponto da área de troca térmica 
pode ser realizada através da correlação de Chen. 
 Nesta abordagem, o coeficiente de 
convecção da ebulição é descrito através da soma 
das contribuições da ebulição nucleada e da 
convecção forçada. 
158 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
 Na apresentação das equações a seguir 
estará sendo desconsiderada a possibilidade da 
ocorrência de ebulição nucleada subresfriada. 
159 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
Correlação de Chen: 
cbnbb hShh 
onde hb é o coeficiente de convecção para a 
ebulição em W/m2K, hnb é a contribuição da 
ebulição nucleada em W/m2K, hcb é a 
contribuição da convecção forçada em W/m2K e 
S é o fator de supressão da ebulição nucleada. 
160 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
Contribuição da convecção forçada: 
onde hl é o coeficiente de convecção para o 
líquido escoando sozinho e F é o fator de 
ampliação do coeficiente de convecção devido à 
presença das bolhas. 
Fhh lcb 
161 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
 O parâmetro F é função do parâmetro de 
Lockhart-Martinelli, definido como a raiz 
quadrada da razão entre a queda de pressão no 
líquido e vapor, considerando ambos escoando 
sozinhos: 
g
l
dzdP
dzdP
X
)/(
)/(

162 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
 Assumindo escoamento turbulento em ambas 
as fases (X = Xtt), o parâmetro de Lockhart-
Martinelli pode ser calculado por: 
 
 
onde  é a fração vaporizada em base mássica. 
1,05,09,0
1
1






















l
g
g
l
ttX 





163 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
 A partir do valor de Xtt, o fator de ampliação 
pode ser calculado pela seguinte equação: 
 
 






1,01/ para)213,0/1(35,2
1,0 1/ para1
)(
736,0
tttt
tt
tt
XX
X
XF
164 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
Contribuição da ebulição nucleada: 
onde hnb1 é o coeficiente de convecção para 
ebulição nucleada em um tubo isolado em 
W/m2K (vide Correlação de Mostinski) e Fc é o 
fator de correção relativo à presença de uma 
mistura. 
cnbnb Fhh 1
165 
Correlação de Mostinski: 
Pcnb FqPh
7,069,0
1 00417,0
Fator de correção para o efeito de mistura: 
75,015,0 )(023,01
1
BPDP
c
TTq
F


Fator de correção para a pressão: 
  17,0/8,1 cP PPF 
  2
2
27,0
)/(
)/(1
1
9/1,2 c
c
cP PP
PP
PPF 







9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
166 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
Contribuição da ebulição nucleada: 
 O fator de supressão da ebulição nucleada é 
dado por: 
 
onde Retp é o número de Reynolds bifásico, 
definido por: 
17,16 Re1053,21
1
tp
S


25,1ReRe Fltp 
167 
 Devido à pressão exercida pela coluna de 
líquido, a corrente na entrada do revervedor 
estará subresfriada. 
 Desta forma, no início do trocador a 
corrente irá ganhar calor e aumentar a sua 
temperatura até atingir o ponto de bolha. 
 Quanto menor for a pressão do sistema, 
mais extensa será esta região. 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
168 
 O procedimento de cálculo rigoroso do 
termossifão também pode ser utilizado de forma 
simplificada para cálculos preliminares, 
tomando-se por base condições médias entre a 
entrada e saída do equipamento e ignorando a 
região de entrada subresfriada. 
9.5.2. Termossifão vertical 
 Determinação do coeficiente de convecção: 
169 
 No dimensionamento preliminar de um 
refervedor com circulação forçada, é possível 
calcular o coeficiente de convecção para a 
vaporização considerando apenas a contribuição da 
convecção forçada. 
 Neste caso, o valor calculado estará 
subestimado, levando assim a um projeto 
conservador (safe side). 
9.5.3. Refervedor com circulação forçada 
 Equações para dimensionamento preliminar: 
170 
 No caso de um cálculo rigoroso, deve-se 
utilizar o mesmo procedimento descrito para um 
refervedor vertical, onde a superfície de troca 
térmica deve ser dividida em regiões individuais. 
9.5.3. Refervedor com circulação forçada 
 Equações para o cálculo rigoroso: 
171 
 As correlações para cálculo do coeficiente de 
convecção na ebulição podem apresentar desvios 
consideráveis, implicando assim em uma maior 
incerteza nos resultados. 
9.5.4. Observações 
 Acurácia: 
172 
 Considerando a utilização de vapor como 
fluido de aquecimento, pode-se adotar um valor de 
coeficiente de película igual a 8500 W/m2K 
9.5.4. Observações 
 Fluido de aquecimento: 
173 
 A relação entre o número de tubos (Ntt) e o 
diâmetro do feixe (Db) pode ser aproximada em 
cálculos preliminares pelo seguinte resultado: 
ctptt
b FLN
D 2
2
4


onde Ltp é o passo do feixe e Fb é um fator 
associado ao arranjo da matriz tubular, tal que 
Fb = 1, se arranjo quadrado e Fb = 0,866, se 
arranjo triangular. 
9.5.4. Observações 
 Dimensão do casco: 
174 
 Uma relação equivalente entre o diâmetro 
do feixe (Db) e o diâmetro do casco (Ds) pode ser 
aproximada por: 
44
22
s
s
b DF
D 


onde Fs é um fator associado a folga feixe-casco e 
a omissão de tubos devidos aos passes. Para 
trocadores com espelho fixo, Fs = 0,93, para um 
passe, e Fs = 0,90, para dois passes. 
9.5.4. Observações 
 Dimensão do casco: 
175 
 No caso de refervedores do tipo kettle, o 
diâmetro da expansão do casco é definido em 
torno de 1,5 a 2,0 vezes o diâmetro do feixe, 
impondo uma altura mínima livre de 8 in sobre o 
nível de líquido. 
9.5.4. Observações 
 Dimensão do casco: 
176 
 O diâmetro da expansão no casco de um 
kettle também pode ser estimado através da 
seguinte correlação, que indica a carga máxima 
de vapor para que não haja entrainment, ou seja, 
a razão entre a vazão de vapor e o volume 
ocupado pelo vapor (VL em kg/sm3): 
9.5.4. Observações 
 Dimensão do casco: 










gl
vVL 
0645,0
177 
Expressãodo volume ocupado pelo líquido: 
9.5.4. Observações 
 Dimensão do casco: 
D 
y 
T 
L 
178 
Expressão do volume ocupado pelo líquido: 
9.5.4. Observações 
 Dimensão do casco: 
 
179 
Expressão do volume ocupado pelo líquido: 
9.5.4. Observações 
 Dimensão do casco: 
 )sin(
8
2
  LDV
)2/sin()(2 DyDyT 
180 
 No caso de um kettle ou termossifão 
horizontal, o número de bocais dispostos ao longo 
do comprimento do casco deve garantir suficiente 
fornecimento de líquido ao longo de todo o 
trocador, evitando assim problemas de dryout. 
9.5.4. Observações 
 Disposição dos bocais: 
181 
 O número de pares de bocais de entrada e 
saída pode ser estimado pela seguinte expressão: 
B
N
D
L
N
5

9.5.4. Observações 
 Disposição dos bocais: 
182 
 Em um kettle, para evitar a saída de líquido 
junto com vapor, os bocais de entrada não devem 
estar localizados abaixo dos bocais de saída. 
9.5.4. Observações 
 Disposição dos bocais: 
183 
9.5.4. Observações 
 Disposição dos bocais: 
Fonte: 
http://engineering.wikia.com/wiki/Shell_and_tube_heat_exchanger