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Universidade Salvador – UNIFACS
Escola de Engenharia e TI - EETI
Curso: Engenharia Química
Professor: Antônio Fernando Britto
Disciplina: Operações Unitárias 3
Período: 2015.1
Projeto de resfriador do produto de fundo de uma coluna de destilação que separa aromáticos utilizando água de resfriamento (AGR) como fluido frio, empregando-se o método do Kern
Autores: Bruna Nazareth Guimarães Nogueira e Daniel de Oliveira Souza.
Salvador, Junho, 2015.
BRUNA NAZARETH GUIMARÃES NOGUEIRA
DANIEL DE OLIVEIRA SOUZA
Projeto de resfriador do produto de fundo de uma coluna de destilação que separa aromáticos utilizando água de resfriamento (AGR) como fluido frio, empregando-se o método do Kern
Projeto de resfriador do produto de fundo de uma coluna de destilação de aromáticos, solicitado pelo Prof. Antonio Fernando Britto, como critério de avaliação parcial da disciplina Operações Unitárias 3, referente ao 9º semestre do Curso de Graduação em Engenharia Química da Universidade Salvador - UNIFACS
Salvador, Junho, 2015.
RESUMO EXECUTIVO
Dimensionou-se um trocador de calor para resfriamento do produto de fundo de uma coluna de destilação de aromáticos de acordo com as condições inicialmente fornecidas. Buscou-se que os resultados obtidos estivessem dentro dos critérios de projeto pré-estabelecidos, para que o trocador melhor atenda as condições fornecidas e tenha um funcionamento de maior confiabilidade e eficiência.
Para a construção do trocador, o material escolhido foi de aço carbono, com o número de passagens nos tubos igual a dois, e uma passagem no casco (1:2). A vazão mássica de água para resfriar a corrente de fundo do trocador foi de 103,45kg/h, sendo o calor transferido de 1.257,17kW.
Através dos valores de fator de deposito para cada fluido, definiu-se que a AGR passará pelos tubos, por ser o fluido mais sujo, e a corrente de aromáticos pelo casco, facilitando assim, a limpeza do trocador. 
	O fator Ft encontrado foi maior que o limite, portanto, a troca térmica deve ocorrer dentro do desejado com alta eficiência na transferência (Ft = 0,928, DTML=32,726°C e =30,35°C).
	O coeficiente global de troca térmica (UD) foi igual a 732,75W/(m².°C), sendo a área de troca térmica equivalente a 58,36m².
	No dimensionamento dos tubos do trocador, apresentou-se em uma pressão de projeto de 6,95kgf/cm²g.
De acordo com a TEMA, a espessura dos tubos deve ser calculadas levando em consideração a tensão admissível (SE/ 34,169 kgf/cm²) para um determinada espessura, a pressão crítica de projeto e as condições de operações. Dessa forma, encontrou-se uma espessura dos tubos de 0,0021m e BWG = 14.
A partir destes resultados pode-se calcular a área de escoamento do fluido nos tubos, o qual é igual 0,01341 m². Em adição, a vazão mássica por área de água dentro dos tubos será igual a 1588,38 kg/(m.s).
O coeficiente global de película é necessário primeiramente calcular a área de escoamento do casco para um espaçamento máximo de 1,524 m entre a chicana menor que o determinada pela TEMA para o diâmetro externo dos tubos igual a 0,01905 m e um espaçamento mínimo de um quinto do valor do diâmetro interno do casco ou 0,0508 m. Com isto, foi selecionado o espaçamento entre as chicanas igual a 1,08 metros, já que este valor está dentro da faixa estabelecida pela TEMA. Como resultado a área de escoamento do fluido é igual a 0,0579m². Com o uso destas equações foi possível determinar as temperaturas calóricas do fluido quente, a qual é 68,97°C, e para o fluido frio, a qual é 36,88°C.
A temperatura de parede do tubo com o valor igual a 107,22°C, com viscosidade para a mistura de orgânico igual a 0,48 cP e para a agua de resfriamento contida nos tubos do resfriador igual a 0,63cP. 
O último critério de projeto é a perda de carga. A perda de carga obtida nos tubos é igual 0,49 kgf/cm². Para o casco também usamos a perda de carga de carga ocasionada por seis chicanas. Como resultado, a perda de carga no casco é igual a 0,043 kgf/cm². 
De acordo com a TEMA, o uso do quebra-jato é recomendado o produto da multiplicação entre massa especifica e o quadrado da velocidade ultrapassar o valor de 2270kg/(m.s²) para fluidos não abrasivos e não corrosivos e 756,67 kg/(m.s²) para os demais fluidos. Como foi encontrado o valor de 3278,20 kg/(m.s²), o uso do quebra-jato é indicado para evitar a corrosão dos tubos direcionadas a entrada do fluido quente no casco. O valor de 2,0 m/s foi escolhido devido ser o valor intermediário na faixa de velocidade do liquido.
Objetivos
O presente projeto visa o dimensionamento de um resfriador de produto de fundo de uma coluna de destilação de aromáticos, que separa uma corrente de C6 e C7 (topo) de uma corrente de C8 (fundo) e utiliza água de resfriamento (AGR) como fluido frio, empregando-se o método de Kern, realizando os devidos cálculos e análises para que o equipamento em questão exerça de forma satisfatória sua função.
Descrição Do Processo
Uma corrente de hidrocarbonetos aromáticos (C6, C7 e C8) será destilada e o produto de fundo desta deste processo são hidrocarbonetos C8 com a vazão mássica igual a 73.443 kg/h e a temperatura inicial de 86,9ºC. Este produto de fundo deve ser resfriado por um trocador de calor do tipo casco e tubo com agua de resfriamento com temperatura inicial de 31°C.
Bases De Projeto
Propriedades dos aromáticos:
Temperatura de entrada = 188,42 °F;
Temperatura de saída = 132,8 °F;
Pressão = 3 kgf/cm² g;
Vazão = 161.912,4378 lb/h
Propriedades da água de resfriamento (AGR):
Temperatura de entrada = 87,8 °F;
Temperatura de saída = 113 °F;
Pressão = 4,5 kgf/cm² g;
Composição dos aromáticos:
Tolueno = 0,0461 %m;
P-xileno = 0,3241 %m;
M-xileno = 0,3243 %m;
E-benzeno = 0,3055 %m.
Premissas E Considerações
Projeto em geral
Escolheu-se o trocador do tipo casco-e-tubos;
As propriedades físico-químicas utilizadas no projeto foram obtidas utilizando o simulador Aspen-Hysys® licenciado para FACS SERVIÇOS EDUCACIONAIS (Licence Server: 172.22.31.100), utilizando o modelo termodinâmico Peng Robinson para a corrente de aromáticos e UNIQUAC para a de AGR, como também a estimou-se a vazão de AGR;
Considerou-se um approach de 25°C para o resfriador;
A vazão de operação da mistura aromática foi acrescida de 10%, visando uma condição mais crítica de projeção;
O fluido mais sujo (AGR) foi escolhido para passar pelos tubos. Essa classificação foi baseada no coeficiente de depósito para uma campanha de 3 anos, sendo Rd AGR=0,0004(h.m².°C)/kcal e Rd aromáticos=0,0003(h.m²,°C)/kcal.
O fator de correção da média logarítmica de temperatura (Ft) deve ser no mínimo igual a 0,85;
O coeficiente global de projeto (UD) aproximado deve estar dentro da faixa de 439,65 a 879,3 W/(m2.°C). Já que o fluido quente é orgânico leve (µ < 0,5 cP) e o fluido frio é a
água (Anexo B);
A razão entre o fator de depósito calculado e o desejado deve estar dentro da faixa de 1 a 1,3;
A perda de carga máxima para o tipo de trocador de calor desse projeto (sem mudança de fase) é de 7,5 psi;
Os equipamentos com ambos os espelhos fixos (extremidade posterior dos tipos “L”, “M” ou “N”) só podem ser utilizados se o fluído pelo casco é limpo (Rd<0,0004h.m2.°C/kcal) e não corrosivo, ou, pouco corrosivo, para o material do casco.
Lado dos tubos
O arranjo de tubos escolhido foi de o tipo arranjo triangular, devido ao fato de poder acomodar um maior número de tubos para mesmo diâmetro de casco;
O diâmetro externo dos tubos considerado foi de ¾”;
A partir do diâmetro externo escolhido e espessura dos tubos, foi considerado tubos de aço-carbono ASTM A-214: ¾”, 14 BWG (mínima); (anexo B)
Nos tubos considerou-se uma número de passes de 2 e no casco de 1;
O número de tubos totais foi padronizado de acordo com o Quadro2 (anexo B);
Para o cálculo da espessura, foram considerados os seguintes critérios, onde o escolhido foi o que apresentou maior valor:
1° Critério (kgf/cm² g): Pmáx+ 2 kgf/cm²
2° Critério (kgf/cm²): Pmáx*1,1
3° Critério (kgf/cm²): 3,5 kgf/cm².g.
De acodo com o TEMA (“Tubular Exchangers Manufacturers Association”) os comprimentos dos tubos são padronizados em 8,10,12,16 e 20ft, onde para o seguinte projeto foi considerado 20ft (6m).
Lado do casco
O diâmetro interno do casco foi determinado a partir do Quadro 2, utilizando o número de passagens no casco (1) e o tipo de passo (triangular) (anexo B);
O TEMA recomenda que o espaçamento mínimo entre as chicanas seja o maior valor entre 1/5 do diâmetro interno do casco e 2”, onde o espaçamento máximo foi limitado pela distância máxima que um tubo pode ficar sem ser suportado, observando a seguir:
Tabela 1- Espaçamento máximo entre chicanas.
	Diâmetro externo (in)
	Distância Máxima entre Chicanas (in)
	 1/4
	26
	 3/8
	35
	 1/2
	44
	 5/8
	53
	 3/4
	60
	1
	71
	1 1/4
	80
	1 1/2
	89
	2
	98
Memória De Calculo
Os cálculos para o dimensionamento analítico térmico do trocador de calor o qual resfriará o produto de fundo da citada coluna de destilação foi realizado através do método de Kern. Este simples método foi usado por diversos anos como uma ferramenta para o dimensionamento de vários trocadores. Entretanto, ausência da exatidão dos resultados gerados pela falta de correção de específicos valores ocasionaram a utilização do método somente para caráter educacional. Abaixo será demostrado os sequenciais passos para o dimensionamento de um resfriador para o produto de fundo de uma coluna de destilação.
Dados operacionais
Os dados usados como base de projeto tanto para a simulação no Aspen-Hysys quanto para os cálculos no Excel foram sumarizados na seguinte tabela:
	Fluido
	Vazão (kg/h)
	P entrada (kgf/cm2 g)
	T entrada (°C)
	T saída (°C)
	C8
	73443
	3,5
	86,9
	56
	AGR
	Valor Desejado
	4,5
	31
	45
Tabela 2- Bases de dados para dimensionamneto do trocador
A composição do produto de fundo da coluna de destilação é descrita na tabela 3.
	Compostos
	Composição (%m)
	Tolueno
	4,61
	p-xileno
	32,41
	m-xileno
	32,43
	e-benzeno
	30,55
	Total
	100
Tabela 3- Composição do produto de fundo da destilação (Fluido Quente).
Propriedades Termodinâmicas e físicas 
Com os dados acima e com o suporte do simulador Aspen-Hysys foi possível encontrar os valores das propriedades termodinâmicas para o produto de fundo da coluna e para a água para realizar os cálculos da estimativa inicial. 
Vazão de água
A vazão do fluido quente deve ser posicionando para uma situação crítica de projeto, onde uma folga resultará em um melhor dimensionamento para o projeto. Usando uma folga de 10%, ou seja, um fator de 1,1, a vazão mássica crítica da corrente do hidrocarboneto será igual a 22,441 kg/s. Com os dados térmicos de entalpia, calculou-se a vazão necessária de água para efetuar uma troca térmica eficiente. Os valores de calor trocado e a vazão de agua podem ser encontrados abaixo na tabela e pode ser calculados pelas equações 1 e 2 :
										(Eq.01)
										(Eq.02) 
	Propriedades
	Valores
	Q produto de fundo (kW)
	1257,17
	mAGR (kg/s)
	103,45
Tabela 4- Calor Transferido e vazão mássica de água
Determinação de LMTD e a diferença de temperatura 
Então, o LMTD foi calculado através do método de Kern em ordem de obter uma plausível estimativa para a área a qual ocorrerá a troca térmica e são calculados pelas equações 3, 4, 5, 6, 7 e 8:
										(Eq.03)
											(Eq.04)
				(Eq.05)
												
(Eq.06)
									 		
(Eq.07)
(Eq.08)
	Para um racional dimensionamento do projeto térmico do resfriador o fator Ft deve-se igual a 0,85. Este valor é resultado do escoamento em paralelo e contracorrente dos fluidos dentro do trocador. O valor encontrado foi maior que o limite, portanto, a troca térmica deve ocorrer dentro do desejado com alta eficiência na transferência. Os valores podem ser observados pela a tabela 5.
	Propriedades
	Valores
	Parâmetro S
	0,250
	Parâmetro R
	2,207
	Parâmetro X
	0,250
	Ft
	0,928
	∆TML (°C)
	32,726
	∆T (°C)
	30,355
Tabela 5- Determinação da diferença de temperatura
Área de troca térmica 
Para obter a área mínima necessária para a troca térmica deve-se primeiramente estimar um valor para o coeficiente global de troca térmica (UD) dentro da faixa de 439,65 a 879,3W/(m2.°C) o qual corresponde o valor do mesmo para troca térmica entre a agua e compostos de orgânicos leves. Usando o valor de LMTD igual a 32,726°C e o UD igual a 644.82W/(m2.°C) na equação 9, foi encontrado o valor de área necessária de escoamento como descrito na tabela 6.
				(Eq.09)
	Propriedades
	Valores
	UD [W/(m2.°C)]
	644,82
	A (m2)
	64,25
Tabela 6- Área de troca térmica
	
Geometria dos tubos no trocador 
	A geometria dos tubos é um importante parâmetro para um bom dimensionamento de um trocador, pois ele irá determinar as dimensões do mesmo. Para a obtenção de um ótimo dimensionamento foi usado o feixe tubular triangular com o passo entre os tubos, comprimentos dos tubos e diâmetro externo dos tubos assim como recomendado pela TEMA. Os valores usados são demostrados na seguinte tabela:
	
	Propriedades
	Valores
	Unidades
	Comprimento dos tubos (Lt)
	6,000
	m
	Diâmetro externo tubo (DEt)
	0,0191
	m
	Passo entre tubos
	0,0222
	m
Tabela 7- Geometria dos tubos
	Para dimensionar a espessura do tubos é necessário determinar a pressão mais crítica do fluido o qual será suportado pelos tubos, no caso a água. Usando os critérios de projetos e uma folga de 10%, pode-se encontrar que a pressãp de projeto do resfriador é igual 6,95kgf/cm² g, a qual é a mais alta dentre as pressões de três critérios da tabela 8.
	Propriedades
	Valores
	Unidades
	PNORMAL 
	4,5
	kgf/cm² g
	PMÁXIMA
	4,95
	kgf/cm² g
	1° Critério
	6,95
	kgf/cm² g
	2° Critério
	5,445
	kgf/cm² g
	3° Critério
	3,5
	kgf/cm² g
	PPROJETO
	6,95
	kgf/cm² g
Tabela 8- Cálculos para a pressão crítica dos tubos
De acordo com a TEMA, a espessura dos tubos deve ser calculadas levando em consideração a tensão admissível (SE/ 34,169 kgf/cm²) para um determinada espessura, a pressão crítica de projeto e as condições de operações. Usando a pressão de 6,95 kgf/cm² g, foi calculado a espessura da parede dos tubos através da equação 10 e escolhido uma espessura padronizada, e então, determinado o BWG da tubulação como descrito na tabela abaixo. A escolha da espessura padronizada deve obedecer ao critério de projeto o qual determina que esta deve ser maior ou igual a espessura estimada pelos cálculos.
				(Eq.10)
	Propriedades
	Valores
	Unidades
	Espessura Estimada
	0,0020
	m
	Espessura padronizada 
	0,0021
	m
	BWG
	14
	
Tabela 9- Estimação da espessura padronizada
A partir destes resultados pode-se calcular a área de escoamento do fluido nos tubos, o qual é igual 0,01341 m². Em adição, a vazão mássica por área de água dentro dos tubos será igual a 1588,38 kg/(m.s).
Com os dados acima, pode-se calcular a quantidade de tubo necessária para uma eficiente troca térmica e o diâmetro interno do resfriador através da área externa por metro linear do tubo e da equação 11. Os resultados são mencionados na tabela 10. O diâmetro interno do caso é padronizado com a quantidade de tubos no espelho do trocador de acordo com a geometria tubular.
(Eq.11)
	Propriedades
	Valores
	Unidades
	ÁreaPor metro linear (a") 
	0,6543
	m²/m
	NtEstimada
	182
	-
	NtPadronizada
	160
	-
	Diametro InternoCasco 
	0,39
	m
Tabela 10- Diâmetro Interno do Casco e Quantidade de Tubos
Diante destes dados, se faz necessário calcular a real área de troca de calor devido a padronizaçãodo diâmetro interno do casco e o número de tubos no espelho do trocador. Como também, foi necessário calcular o coeficiente global de troca térmica para estes novos valores e verificar se ele encontrar na faixa de eficiência para a troca de calor entre compostos orgânicos leves e a água [439,65 a 879,3 W/(m2.°C)]Com isto, os resultados foram sumarizados na tabela 11.
	Propriedades
	Valores
	UD (W/(m2.°C))
	732,75
	A (m2)
	58,358
Tabela 11- Real Coeficiente Global de Troca Térmica e Área de Troca Térmica
Estimação do Coeficiente Global de Película ( hio) dos tubos 
	Para o cálculo do coeficiente global de película dos tubos é necessário primeiramente estimar os números de Reynolds para a agua. Este pode ser obtido usando a equação 12 usando a vazão de agua, a viscosidade como descrito no início desta memória de cálculo. Seus valores finais e o diâmetro interno foram descritos dentro da tabela a seguir.
											(Eq.12)
	Propriedades
	Valores
	Unidades
	Diâmetro InternoTubo
	0,00146
	m
	ReEntrada
	25813,30
	--
	ReSaída
	33921,80
	--
Tabela 12- Estimação do valore de entrada e saída de Reynolds da água
Então, por mais uma estimativa empírica, tenta-se encontrar o valore referentes ao coeficiente global de película usando o fator de correção igual a uma unidade, já que ainda não foi obtida os valores da temperatura de parede dos tubos. As equações 13 e 14 foram usadas como ferramenta para encontrar o valor deste coeficiente. Estes últimos valores estão na seguinte tabela. 
											
											(Eq.13)
											
(Eq.14)		
	
	Propriedades
	Entrada (31°C)
	Saída (45°C)
	Unidades
	DI 
	0,0146
	0,0146
	m
	Espessura
	0,0002
	0,0002
	m
	DE 
	0,0019
	0,0019
	m
	hi/φt 
	7595,80
	8776,69
	W/(m².°C)
	hio/φt
	5914,60
	6834,12
	W/(m².°C)
Tabela 13- Coeficiente Global de Pelicula para a tubulação
Determinação do Coeficiente Global de Película para o Casco 
	Para determinar o coeficiente global de película é necessário primeiramente calcular a área de escoamento do casco para um espaçamento máximo de 1,524 m entre a chicana menor que o determinada pela TEMA para o diâmetro externo dos tubos igual a 0,01905 m e um espaçamento mínimo de um quinto do valor do diâmetro interno do casco ou 0,0508 m. Com isto, foi selecionado o espaçamento entre as chicanas igual a 1,08 metros, já que este valor está dentro da faixa estabelecida pela TEMA. Como resultado a área de escoamento do fluido é igual a 0,0579m². 
	Depois disto, foi calculado a vazão mássica por área no casco e o resultado obtido é igual a 387,79 kg/(m.s). Determinou os valores de Reynolds de entrada e saída no casco. E, finalmente, estimou os coeficientes globais de películas para a entrada e saída, os quais são 1882,47 W/(m².°C) e 1116,29 W/(m².°C), respectivamente. Estes valores são descritos na tabela 14.
	Propriedades
	Valores
	Unidades
	DInterno/Casco
	0,387
	m
	PassoTubos
	0,022
	m
	BMin 
	0,077
	m
	BMin
	0,051
	m
	BMin/Escolhido
	0,077
	m
	BMáx 
	1,524
	m
	BEscolhido
	1,080
	m
	C' 
	0,003
	m
	AcEscoamento
	0,0579
	m²
	GcMassica
	387,79
	kg/(m.s)
	ReCasco/Entrada
	16595,71
	--
	ReCasco/Saída
	12527,56
	--
	ho/φt Entrada
	1882,47
	W/(m².°C)
	ho/φt Saída
	1116,29
	W/(m².°C)
Tabela 14- Critérios e Determinação do Coeficiente Global de Película
Temperaturas Calóricas 
 	O primeiro passo para calcular as temperaturas calóricas deve ser os cálculos pertinentes aos coeficientes globais de polimento. Este somente pode ser determinados pelos coeficientes globais de películas tanto da parte interna dos tubos (fluido frio) como também da parte externa dos tubos (fluido quente). Este pode ser determinado pela equação 15. 
											(Eq.15)
	Propriedades
	Valores
	Unidades
	Coef. Global de Pol. - Fluido Frio (UCF)
	939,05
	W/(m².°C)
	Coef. Global de Pol. - Fluido Quente (UCQ)
	1475,92
	W/(m².°C)
Tabela 15- Coeficiente Globais de Polimentos para Fluido Frio e para o Fluido Quente
	O outro passo foi os cálculos das temperaturas calóricas do fluido quente
(TC) e do fluido frio (tC) através das equações 16, 17, 18, 19 e 20.
											(Eq.16)
											(Eq.17)
										
											(Eq.18)
											(Eq.19)
											(Eq.20)
	Com o uso destas equações foi possível determinar as temperaturas calóricas do fluido quente, a qual é 68,97°C, e para o fluido frio, a qual é 36,88°C. Os valores dos parâmetros podem ser observados na tabela 16. 
	Propriedades
	Valores
	Unidades
	kc
	0,571714546
	--
	r
	0,596658711
	--
	Fc
	0,419913713
	--
	TC 
	68,97533373
	°C
	TC 
	36,87879198
	°C
Tabela 16- Temperaturas Calóricas para o Fluido Frio e para o Fluido Quente
Correção dos parâmetros 
	As temperaturas calóricas são importantes bases de cálculos para diversos intermediários parâmetros. Os parâmetros retirados do simulador Aspen-Hysys® foram simulados novamente para obter os reais valores destes parâmetros.
Com estes valores, os valores de Reynolds podem ser corrigidos. No lado dos tubos, o Reynolds corrigido temo valor de 33087,40. Como resultado, o valor de hi/φt é igual a 8101,28 W/(m².°C) e o valor de hio/φt, 6308,10 W/(m².°C). Enquanto, o valor de Reynolds para o lado do casco é corrigido para 14161,30 e o coeficiente de película igual a 1139,57W/(m².°C). 
Temperatura de Parede
Usando a Equação 21, foi possível determinar a temperatura de parede do tubo com o valor igual a 107,22°C. Após, foi usado o simulador Aspen-Hysys® para estimar as viscosidades dos fluidos quente e frio. Então, viscosidade para a mistura de orgânico é igual 0,48 cP. Para a agua de resfriamento contida nos tubos do resfriador é igual a 0,63cP. 
	Um outro passo deve ser corrigir os valores dos coeficientes globais de películas, calculando o valor de φ para o tubo e para o casco usando os novos valores de viscosidades na equação 21.
(Eq.21) 
Os valores de φtubo onde a agua está contida é igual a 1,01. Enquanto, o φcasco o qual contem a mistura de hidrocarbonetos é igual a 0,96. Como consequência, o valor de hio=6385,48W/(m².°C) para o tubo e o valor do coeficiente de película para o lado do casco é igual a 1097,42W/(m².°C).
 	A última etapa de correção compete a determinação final do coeficiente global de polimento. O valor do coeficiente global de polimento calculado pode ser obtido usando os valores dos coeficientes globais de películas na equação 15. O valor calculado pela equação é igual a 936,5 W/(m².°C). E o desejado que será igual 732,75 W/(m².°C) como calculado anteriormente. Então, os parâmetros estão de acordo com o critério de projeto que determina que o valor do coeficiente de polimento calculado seja maior que o desejado.
Estimação do fator de depósito 
Este parâmetro está vinculado ao tempo de funcionamento do resfriador e a sujeira acumulada nele por este período. Para os critérios do método de Kern, o resultado da divisão entre fator de deposito calculado pelo desejado deve estar entre o número 1,00 e 1,30. Como o número está dentro desta faixa, o resfriador está sendo bem dimensionado para atender as especificações do processo.
	Propriedade
	Valores
	Unidades
	RD/Calculado
	0,000297
	(m².°C/W)
	RD/Desejado/Hidrocarbonetos.
	0,000111
	(m².°C/W)
	RD/Desejado/Água 
	0,000149
	(m².°C/W)
	RD/Desejado
	0,000260
	(m².°C/W)
	RD/Calculado / RD/Desejado
	1,14
	--
Tabela 17- Fator de Depósito
Perda de Carga 
	O último critério de projeto é a perda de carga. Para um bom dimensionamento do resfriador a sua perda de carga deve ser menor que 0,5 kgf/cm² para cada um dos seus lados. O cálculo da perda de carga usa o fator de atrito de Fanning (f) como o seu principal parâmetro. Com isto foi determinado o fator de atrito e a perda de carga para cada lado do resfriador, o lado dos tubos e o lado do casco. 
	A perda de carga obtida nos tubos é igual 0,49 kgf/cm². Parao casco também usamos a perda de carga de carga ocasionada por seis chicanas. Como resultado, a perda de carga no casco é igual a 0,043 kgf/cm². Sendo que os dois valores estão abaixo do critério de perda de carga, pode-se dizer que o resfriador é bem dimensionado para as perdas de cargas desejadas. 
Avaliação da necessidade do quebra-jato 
	De acordo com a TEMA, o uso do quebra-jato é recomendado o produto da multiplicação entre massa especifica e o quadrado da velocidade ultrapassar o valor de 2270kg/(m.s²) para fluidos não abrasivos e não corrosivos e 756,67 kg/(m.s²) para os demais fluidos. Como foi encontrado o valor de 3278,20 kg/(m.s²), o uso do quebra-jato é indicado para evitar a corrosão dos tubos direcionadas a entrada do fluido quente no casco. O valor de 2,0 m/s foi escolhido devido ser o valor intermediário na faixa de velocidade do liquido. 
	Propriedades
	Valores
	Unidades
	v 
	2,00
	m/s
	ρ.v²
	3278,20
	kg/(m.s²)
Tabela 18- Parâmetros para Avaliação do Quebra-Jato
Conclusão 
O presente resfriador de produto de topo da coluna de destilação aromática foi projetado seguindo as condições inicialmente fornecidas. Todos os valores obtidos para o trocador casco e tubo seguiram os devidos critérios de projeto, visando obter as melhores condições que atendam aos valores de processo desejados, buscando assim um funcionamento com maior confiabilidade e eficiência.
Concluiu-se que o diâmetro externo dos tubos deve ser igual à ¾” com arranjo triangular de 1”, e o BWG de 14. O número de tubos padronizado será de 82, com comprimento igual a 16ft e a área de escoamento de 0,076 ft2. Já o casco deverá ter um diâmetro interno de 12”. O resfriador deverá ser confeccionado em aço carbono. Dessa forma, atenderá a situação pretendida e resfriará o fluido de fundo da coluna de destilação de aromáticos como se pede.
Referências Bibliográficas 
Fraas, Arthur P. Heat Exchanger Design. 2° Edição. New York. Wiley and Sons. 1989.
Shah, Ramesh K.; Sekulic, Dusan P. Heat exchanger – Design and Construction. New Jersey. Wiley and Sons. 2003.
Nee, Michael J. Heat Exchanger Engineering Techniques: process, air conditioning, and electronic systems. New York. ASME Press. 203 
MUSTAFA, GEORGE DE SOUZA. Equipamentos de Troca Térmica – Trocadores de Calor. Operações Unitárias da Indústria Química. Volume 1., Salvador 2009;
KERN, DONALD Q. Processos de Transmissão de Calor. 1. ed. Rio de Janeiro: Guanabara, 1980;
Anexos
ANEXO A – Coeficiente global de projeto aproximado
ANEXO B – Tensão admissível de tubo para cálculo de espessura
ANEXO C – Dados sobre trocadores de calor
ANEXO D – Disposição dos espelhos
ANEXO E– Fatores de atrito para o interior de tubos
ANEXO F – Perdas de pressão de retorno no interior dos tubos
ANEXO G – Fatores de atrito do lado da carcaça
ANEXO H – Codificação TEMA