AnAãÆAílisis-de-la-transferencia-de-calor-en-condensadores-de-superficie-de-la-central-manzanillo

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INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL 
 
 ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA MECÁNICA Y ELÉCTRICA 
 SECRETARIA DE INVESTIGACIÓN Y POSGRADO 
SECCIÓN DE ESTUDIOS DE POSGRADO E INVESTIGACIÓN 
 
 
 
 “ANÁLISIS DE LA TRANSFERENCIA DE CALOR EN 
CONDENSADORES DE SUPERFICIE DE LA CENTRAL 
MANZANILLO” 
 
 
T E S I S 
 
QUE PARA OBTENER EL GRADO DE 
MAESTRO EN CIENCIAS EN INGENIERÍA 
MECÁNICA 
 
 
PRESENTA 
ING. GERARDO CUEVAS VIVEROS 
 
 
DIRECTOR DE TESIS 
DR. FLORENCIO SÁNCHEZ SILVA 
 
 
MEXICO, D. F. SEPTIEMBRE 2008 
 
 
 
 
A mis padres, Arturo Cuevas Gil y Esther Viveros; 
y hermanos, Marco Polo, Arturo Paúl 
 Héctor, Raúl, Esther, Arturo. 
 
 
 
 
A mi esposa, Rosalba Pineda. 
 
 
 
 
 
A mis hijos Rosalba y Gerardo 
 
 
 
 
AGRADECIMIENTOS: 
 
 
Al Dr. Florencio Sánchez Silva, por sus enseñanzas, disposición y 
gran apoyo para llevar a cabo la realización del presente trabajo. 
 
 
Al M. en C. Guilibaldo Tolentino E. por sus valiosos comentarios y 
sugerencias para el desarrollo de este trabajo. 
 
 
Al Instituto Politécnico Nacional, por las facilidades y el apoyo 
que me brindaron durante mi estancia de estudios. 
 
 
A la Comisión Federal de Electricidad por haberme brindado las 
facilidades y el apoyo durante el desarrollo de la Maestría. 
 
 
 
CARTA CESION DE DERECHOS 
 
En la Ciudad de México, D.F. el día 08 del mes Septiembre del año __2008_, el (la) que 
suscribe Gerardo Cuevas Viveros alumno (a) del Programa de Maestría en Ciencias en 
Ingeniería Mecánica con número de registro B061764, adscrito a Sección de Estudios 
de Posgrado e Investigación de la E.S.I.M.E Unidad Zacatenco, manifiesta que es autor 
(a) intelectual del presente trabajo de Tesis bajo la dirección de Dr. Florencio Sánchez 
Silva y cede los derechos del trabajo titulado ”Análisis de la Transferencia de Calor en 
Condensadores de Superficie de la Central Termoeléctrica Manzanillo”, al Instituto 
Politécnico Nacional para su difusión, con fines académicos y de investigación. 
 
Los usuarios de la información no deben reproducir el contenido textual, gráficas o 
datos del trabajo sin el permiso expreso del autor y/o director del trabajo. Este puede 
ser obtenido escribiendo a la siguiente dirección gerardo.cuevas@cfe.gob.mx ó 
fsnchz@yahoo.com.mx Si el permiso se otorga, el usuario deberá dar el 
agradecimiento correspondiente y citar la fuente del mismo. 
 
______________________ 
Gerardo Cuevas Viveros 
 
Nombre y firma 
 
 
INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL 
SECRETARÍA DE INVESTIGACIÓN Y POSGRADO 
mailto:gerardo.cuevas@cfe.gob.mx
mailto:fsnchz@yahoo.com.mx
I 
 
CONTENIDO 
 
 página 
CONTENIDO I 
RELACIÓN DE FIGURAS III 
RELACIÓN DE TABLAS V 
NOMENCLATURA VI 
RESUMEN 1 
ABSTRACT 2 
INTRODUCCIÓN 3 
CAPÍTULO 1 DESCRIPCIÓN DE LA UNIDAD GENERADORA 6 
1.1 Descripción de la operación normal de la unidad 
generadora 
7 
1.1.1 Introducción 7 
1.1.2 Descripción del equipo principal de la central 9 
1.1.3 Etapas principales del proceso 9 
1.2 Descripción de los condensadores de superficie y su 
problemática 
11 
1.3 Función del condensador en el ciclo de potencia 13 
1.4 Presión óptima de operación del condensador 18 
1.5 Pérdidas de carga en condensadores de superficie 19 
CAPÍTULO 2 METODOLOGÍA DE CÁLCULO DE TRANSFERENCIA 
DE CALOR EN CONDENSADORES DE SUPERFICIE. 
21 
2.1 Interacción del condensador con otros equipos 22 
2.1.1 Descripción del ciclo agua-vapor 22 
2.2 Metodología de cálculo del coeficiente global de 
transmisión de calor 
25 
2.2.1 Cálculo de la diferencia de temperatura media logarítmica 28 
2.2.2 Cálculo del calor absorbido por el agua 30 
2.2.3 Cálculo del coeficiente global de transmisión de calor 
efectivo 
31 
2.2.4 Cálculo de la velocidad del agua en los tubos 33 
2.3 Metodología de cálculo del coeficiente global de 
transmisión de calor teórico 
33 
2.3.1 Ecuación general del coeficiente global de transferencia de 
calor teórico 
33 
2.3.2 Cálculo del coeficiente de transferencia de calor base 34 
2.3.3 Cálculo del factor de corrección por temperatura 35 
2.3.4 Cálculo del factor de corrección por calibre y material 35 
2.3.5 Cálculo del área de transferencia de calor teórico 36 
2.3.6 Cálculo del área de transferencia de calor efectivo 37 
2.3.7 Cálculo del área adicional de transferencia de calor del 
condensador 
37 
2.3.8 Cálculo del flujo de agua de enfriamiento teórico 37 
2.3.9 Cálculo del número de tubos del condensador 38 
2.4 Cálculo de la eficiencia de transferencia de calor 38 
II 
2.5 Metodología de cálculo de pérdidas hidráulicas en el 
condensador 
42 
2.5.1 Cálculo de las pérdidas por fricción dentro de los tubos 42 
2.5.2 Cálculo del factor de corrección por temperatura 42 
2.5.3 Cálculo del factor de corrección por calibre y diámetro 43 
CAPÍTULO 3 CRECIMIENTO DEL BIO-ENSUCIAMIENTO EN 
INTERCAMBIADORES DE CALOR REFRIGERADOS 
CON AGUA DE MAR 
46 
3.1 Estudios previos del mecanismo del bio-ensuciamiento en 
intercambiadores de calor 
47 
3.1.1 Ensuciamiento biológico 48 
3.1.2 Ensuciamiento por corrosión 50 
3.1.3 Ensuciamiento por partículas 52 
3.1.4 Ensuciamiento por precipitación 52 
3.2 Impacto del bio-ensuciamiento en condensadores de 
superficie 
53 
3.2.1 Características del Mejillón (Mytilus edulis) 55 
3.2.2 Características del Balanos balanoide (Bellota de mar) 56 
3.3 Correlación para la determinación del bio-ensuciamiento 56 
3.4 Métodos de control del bio-ensuciamiento en 
condensadores 
64 
CAPÍTULO 4 ANÁLISIS DE RESULTADOS 69 
4.1 Efecto sobre la eficiencia del condensador y la unidad 
generadora 
70 
4.2 Evaluación de diseño del condensador principal de la 
central Termoeléctrica Manzanillo II 
74 
4.2.1 Cálculo de diseño del condensador existente 74 
4.2.2 Cálculo de diseño del condensador existente de acuerdo a 
la metodología del Instituto de Intercambiadores de Calor 
HEI 
80 
4.2.3 Evaluación del ensuciamiento del condensador 84 
CONCLUSIONES 94 
RECOMENDACIONES 96 
REFERENCIAS 97 
 
 
 
 
 
 
 
 
Relación de figuras 
 
III 
Relación de figuras 
 
No. de Figura Título Página 
Figura 1.1 Central Termoeléctrica Manzanillo 7 
Figura 1.2 Diagrama de flujo de la Central Termoeléctrica 
Manzanillo II 
8 
Figura 1.3 Diagrama de control del proceso de Generación de 
Potencia Eléctrica 
10 
Figura 1.4 Condensador de paso transversal simple 14 
Figura 1.5 Balance de energía del condensador 17 
Figura 2.1 Interacción del condensador con otros equipos 22 
Figura 2.2 Diagrama temperatura-entropía del ciclo 23 
Figura 2.3 Diagrama de flujo de calentadores y extracciones 24 
Figura 2.4 Diagrama de flujo de turbinas y condensador 25 
Figura 2.5 Gradiente de temperatura en la sección transversal 
del tubo 
27 
Figura 2.6 Comportamiento de la presión absoluta del 
condensador en variaciones de los parámetros 
principales de operación 
28 
Figura 2.7 Variación de temperatura del agua de enfriamiento 
para el caso de un condensador de un solo paso 
30 
Figura 2.8 Diagrama de flujo del cálculo del coeficiente global de 
transferencia de calor 
41 
Figura 2.9 Pérdidas hidráulicas en el condensador en función a 
la velocidad del agua de enfriamiento y al diámetro de 
los tubos 
43 
Figura 2.10 Factor de corrección de las pérdidas hidráulicas en el 
condensador en función a la temperatura promedio 
del agua de enfriamiento 
44 
Figura 2.11 Diagrama de flujo del cálculo de las pérdidas 
hidráulicas del condensador 
45 
Figura 3.1 Ensuciamiento biológico en la pared del ducto de 
agua de enfriamiento 
47 
Figura 3.2 Bellota de mar adherido al ducto de agua de 
enfriamiento 
49 
Figura 3.3 Ensuciamiento biológico en caja de entrada al 
condensador 
53 
Figura 3.4 Acumulación de mejillón adherido a la pared del ducto 
de agua de enfriamiento 
55 
Figura 3.5 Bellota de mar suelto cerca del condensador que por 
su tamaño y peso no es posible su eliminación por el 
método de inversión de flujo 
56 
Figura3.6 Disminución de la velocidad del agua en los tubos por 
ensuciamiento del condensador al paso del tiempo 
59 
Figura 3.7 Incremento de la fricción del agua en los tubos por 
ensuciamiento del condensador al paso del tiempo 
60 
Relación de figuras 
 
IV 
 
Figura 3.8 Aumento de la resistencia a la transferencia de calor 
del condensador al paso del tiempo 
61 
Figura 3.9 Limpieza de tubos del condensador con dardos y 
agua a presión 
64 
Figura 3.10 Bolas de esponja para limpieza de tubos en línea 
(Taprogge) 
65 
Figura 3.11 Sistema de limpieza de tubos del condensador en 
línea (Taprogge) 
65 
Figura 3.12 Sistema de agua de enfriamiento y retrolavado del 
condensador de dos secciones un solo paso 
66 
Figura 4.1 Comportamiento de la presión absoluta y de la 
eficiencia del condensador al incrementarse la 
resistencia por ensuciamiento del interior de los tubos 
70 
Figura 4.2 Desviación en % del flujo másico del vapor de entrada 
a la turbina a diferentes presiones absolutas del 
condensador 
72 
Figura 4.3 Costo de operación por desviación en la presión 
absoluta del condensador 
73 
Figura 4.4 Parámetros de diseño del condensador existente 80 
Figura 4.5 Parámetros teóricos de diseño del condensador 
utilizando la metodología del “HEI” 
82 
Figura 4.6 Parámetros en operación del condensador 87 
Figura 4.7 Desviaciones principales en la operación del 
condensador 
89 
Figura 4.8 Periodos de mantenimiento preventivo y correctivo 90 
Figura 4.9 Comportamiento de la temperatura del agua de mar 
en el puerto de Manzanillo 
91 
Figura 4.10 Comparación del costo de operación y mantenimiento 
del tratamiento del sistema de agua de enfriamiento 
del condensador 
92 
 
 
 
 
 
Relación de tablas 
V 
Relación de tablas 
 
No. de Tabla Título Página 
Tabla 2.1 Coeficiente de transferencia de calor base 34 
Tabla 2.2 Factor de corrección por temperatura de entrada de 
agua 
35 
Tabla 2.3 Factor de corrección por calibre y material del tubo 36 
Tabla 2.4 Factor de corrección de fricción por calibre y diámetro 
del tubo 
44 
Tabla 4.1 Datos de diseño del condensador principal 74 
Tabla 4.2 Parámetros operativos de diseño del condensador 
principal 
75 
Tabla 4.3 Cálculo de la diferencia de temperatura media 
logarítmica 
77 
Tabla 4.4 Parámetros indicativos del comportamiento de un 
condensador de superficie 
77 
Tabla 4.5 Tabla comparativa de diseño del condensador contra 
la metodología del “HEI” 
83 
Tabla 4.6 Parámetros de operación del condensador 85 
Tabla 4.7 Comparación del diseño del condensador contra la 
operación normal 
88 
Tabla 4.8 Comparación del costo del tratamiento preventivo y 
correctivo del agua de enfriamiento 
93 
Nomenclatura 
VI 
Nomenclatura 
 
Símbolo Descripción Unidad 
sA Área de la superficie de transferencia de 
calor 
2m 
TA Área transversal interna de los tubos 
2m 
pC Calor específico 
o
kJ
kg C
 
ED Diámetro externo del tubo 
m 
ID Diámetro interno del tubo 
m 
f Coeficiente de fricción 
CF Factor de ensuciamiento 
--- 
MF Factor de Corrección del Material 
--- 
WF Factor de Corrección por Temperatura del 
Agua 
--- 
SEG Grado de subenfriamiento 
oC 
h Entalpía específica kJ
kg
 
ch Coeficiente de transferencia de calor por 
conveccion 2 o
kW
m C
 
fgh Calor latente de condensación o 
evaporación 
kJ
kg
 
ITD Diferencia de temperatura inicial oC 
1K Factor de corrección 
presión, diámetro externo y calibre 
--- 
2K Factor de corrección 
diámetro externo y espesor 
--- 
3K Factor de corrección por material 
--- 
EL Longitud efectiva del tubo 
m 
TL Longitud total del tubo 
m 
Nomenclatura 
VII 
LMTD Diferencia de temperatura media logarítmica oC 
am Flujo volumétrico del agua de enfriamiento 
3m
s
 
am 
Flujo masico del agua de enfriamiento kg
s
 
TN Número de tubos por paso 
--- 
tp Presión absoluta del condensador mmHg 
Q 
Carga térmica kW 
a
Q 
Flujo de calor absorbido por el agua kW 
TR Resistencia térmica total 
2 om C
kW
 
vR Resistencia térmica del vapor en 
condensación 
2 om C
kW
 
mR Resistencia conductiva del tubo por material 
y geometría 
2 om C
kW
 
aR Resistencia de película del agua de 
enfriamiento 
2 om C
kW
 
fR Resistencia debido al ensuciamiento 
2 om C
kW
 
tR Pérdidas por fricción por metro de tubería. kPa
m
 
ttR Pérdidas por fricción (total) kPa 
1R Factor de corrección por temperatura de 
entrada 
--- 
2R Factor de corrección por diámetro del tubo y 
calibre 
--- 
T Temperatura oC 
T Incremento de temperatura oC 
TTD Diferencia de temperatura terminal oC 
Nomenclatura 
VIII 
1T Temperatura de entrada de agua 
oC 
2T Temperatura de salida de agua 
oC 
sT Temperatura de saturación 
oC 
CT Temperatura final de condensado 
oC 
U Coeficiente global de transferencia de calor 
2 o
kW
m C
 
eU Coeficiente global de transferencia de calor 
efectivo 2 o
kW
m C
 
dU Coeficiente global de transferencia de calor 
de diseño 2 o
kW
m C
 
1U Coeficiente de transferencia de calor base 
2 o
kW
m C
 
tU Coeficiente de transferencia de calor teórico 
2 o
kW
m C
 
v Velocidad del agua en los tubos m
s
 
PC Costo del combustible $
kg
 
Nomenclatura 
IX 
Símbolos Griegos 
 
P Caída de presión a lo largo de una tubería Pa 
 Densidad 
3
kg
m
 
 Peso específico del fluido 
3
N
m
 
 
Resumen 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 1 
Resumen 
 
En esta tesis se presenta el análisis de la transferencia de calor en condensadores de 
superficie que utilizan agua de mar como medio de enfriamiento, así como los 
fenómenos que provocan el ensuciamiento y la pérdida de eficiencia de la turbina 
debido a incremento de la presión absoluta del condensador. 
 
Utilizando las ecuaciones básicas de transferencia de calor y la metodología de cálculo 
de diseño de condensadores del Instituto de Intercambiadores de Calor (HEI) se 
obtienen sus características básicas y se comparan contra las del condensador 
existente, con el fin de determinar el área adicional de transferencia de calor requerida. 
 
Por otro lado, se analizan los parámetros principales que afectan directamente la 
operación del condensador como son: el ensuciamiento de la superficie de transferencia 
de calor, la temperatura y flujo del medio de enfriamiento y la carga térmica. Con la 
finalidad de dar el mantenimiento adecuado al equipo que así lo requiera y mantener su 
máxima eficiencia, que se refleja en disminución del consumo de combustible. 
 
Con las mediciones de presión diferencial, temperatura y caudal se determinan los 
parámetros de velocidad del fluido, factor de fricción y la resistencia a la transferencia 
de calor que definen indirectamente el ensuciamiento del condensador. Con los 
métodos de limpieza y tratamiento del agua apropiado de manera preventiva, se puede 
mantener en óptimas condiciones de operación el condensador. 
 
El presente trabajo permite obtener el coeficiente global de transferencia de calor y el 
factor de ensuciamiento en condensadores de superficie de un solo paso en operación 
o diseño además del estudio del bio-ensuciamiento así como sus efectos en la presión 
absoluta del condensador. 
Abstract 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 2 
Abstract 
 
The analysis of the heat transfer in surface condensers using seawater as a cooling 
working fluid is presented in this work, it is also analyzed the phenomena that produces 
fouling and the loss of efficiency of the turbine due to the increment of the condenser 
absolute pressure. 
Using the basic equations of heat transfer and the methodology to calculate and design 
condensers recommended by the Heat Exchange Institute (HEI), the basic 
characteristics of the condensers are obtained, and then they are compared against 
those of the installed condensers, in order to determine the requiredheat transfer 
additional area. 
On the other hand, the main parameters affecting the condenser operation are also 
analyzed, among these parameters we find: fouling of the condenser’s surface, the 
temperature, the flow rate of the cooling fluid and the thermal load. All these with the 
object of providing the appropriate maintenance to the equipment requiring this and to 
maintain their maximum efficiency which is reflected in the reduction of fuel 
consumption. 
With the differential pressure, temperature and flow rate measurements, the parameters 
as the fluid velocity, frictional resistance and heat transfer resistance are determined; 
they define the fouling of condenser’s surface indirectly. With the cleaning methods and 
water treatment performed properly in a preventive way, it is possible maintain in 
excellent conditions the operation of condenser. 
The present work allows to obtain the global heat transfer coefficient and the fouling 
factor in single step condensers. It also allows to study the bio-fouling and its effects on 
the absolute pressure in the condenser. 
 
Introducción 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 3 
Introducción 
 
Los condensadores de vapor constituyen para la ingeniería térmica relevantes sistemas 
en los cuales se llevan a cabo en forma general, tres procesos combinados de 
transferencia de energía, a saber: conducción, convección y radiación. El análisis de la 
transferencia de calor representa una importante herramienta para el diseño de 
sistemas de intercambiadores de calor, dentro de los cuales existen los condensadores 
denominados de superficie. 
En principio, el fenómeno de condensación ocurre cuando un vapor entra en contacto 
con una superficie cuya temperatura se encuentra por debajo de la temperatura de 
saturación de dicho vapor, iniciándose de esta forma el cambio de fase. 
Si la condensación toma lugar continuamente sobre la superficie y el líquido 
condensado se remueve de la superficie por el movimiento que resulta de las fuerzas 
de gravedad, entonces la superficie condensante se cubrirá con una nueva película, a 
este mecanismo se le conoce como condensación pelicular. Por otro lado, bajo ciertas 
circunstancias, como por ejemplo si existen impurezas sobre la superficie durante la 
condensación del vapor, la película de condensado se ve afectada por las fuerzas de 
tensión superficial y se divide en pequeñas gotas, a esta situación se le denomina 
condensación por goteo. 
Sin considerar cual es la forma del proceso de condensación, la presencia de 
ensuciamiento sobre la superficie sólida actúa como una importante resistencia térmica 
a la transferencia de calor desde el vapor hacia el fluido de enfriamiento. Por lo tanto, 
un claro entendimiento del mecanismo de transferencia de calor y una predicción 
precisa del coeficiente de transferencia de calor tomando en cuenta el ensuciamiento 
biológico y/o de otro tipo son de suma importancia en el diseño de los condensadores. 
La literatura especializada relacionada con el diseño de intercambiadores de calor, de 
manera simplificada, supone condiciones ideales en los procesos en los que se lleva a 
cabo el intercambio térmico además de considerar intercambiadores de calor limpios. 
Introducción 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 4 
Evidentemente esta situación es hipotética, ya que realmente las condiciones de 
operación de dichos dispositivos varían en el espacio y el tiempo, de tal manera que al 
considerar condiciones ideales en el diseño de estos equipos, se están sobreestimando 
los coeficientes de transferencia de calor, reduciendo los periodos de mantenimiento de 
los sistemas. 
Lo anterior trae como consecuencia diseños de intercambiadores de calor ineficientes la 
mayoría del tiempo, lo que normalmente se traduce en costos elevados. Debido a lo 
anterior, en el presente trabajo surge la inquietud de llevar a cabo un análisis teórico de 
la relación que existe entre los diferentes procesos de transferencia de calor que 
conforman el fenómeno bajo estudio, en los condensadores de superficie bajo condición 
de ensuciamiento biológico. A este tipo de problemas se le ha denominado crecimiento 
del bio-ensuciamiento en intercambiadores de calor refrigerados con agua de mar. La 
importancia del presente análisis es considerar la taza de crecimiento del ensuciamiento 
biológico y su efecto sobre el proceso de transferencia de calor en condensadores, con 
el fin de obtener soluciones más realistas en la operación. 
Para lograr el objetivo anterior, esta tesis se encuentra integrada en cuatro capítulos: 
En el capítulo uno, se describen la operación de la central, proceso de conversión de 
energía, los condensadores de superficie y su problemática de pérdidas de 
transferencia de calor debido al ensuciamiento biológico con agua de mar, su función en 
el ciclo de potencia, la presión óptima de operación. 
En el capítulo dos, se describe la metodología de cálculo de transferencia de calor de 
diseño y las pérdidas por fricción de condensadores de acuerdo al documento del 
Instituto de Intercambiadores de Calor (HEI) como base de comparación para 
condensadores existentes en operación, la influencia de la variación de los parámetros 
principales que afectan la presión absoluta así como la determinación de la eficiencia de 
transferencia de calor. 
La descripción del mecanismo del bio-ensuciamiento en intercambiadores de calor se 
presenta en el capítulo tres, que incluye su impacto en la operación de condensadores 
de superficie de los principales organismos que afectan directamente el funcionamiento 
Introducción 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 5 
de la unidad, métodos de medición y determinación del bio-ensuciamiento y medidas 
preventivas para reducir su afectación. 
En el capítulo cuatro, se presenta el análisis y comparación de resultados entre la 
metodología del Instituto de Intercambiadores de Calor (HEI) y el condensador existente 
de la Central Termoeléctrica Manzanillo II. También se determina su impacto económico 
por la afectación en la presión absoluta. 
Finalmente, se presentan las conclusiones y recomendaciones que se obtienen de la 
realización de esta tesis. 
 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 6 
 
CAPÍTULO 1 
 
 
 
Descripción de la unidad 
Generadora 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
En este capítulo se describe el proceso de generación 
termoeléctrica y la función del condensador en el ciclo 
de potencia. 
 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 7 
1.1 Descripción de la operación normal de la unidad generadora. 
1.1.1 Introducción. 
La Central Termoeléctrica Manzanillo localizada al sur del Puerto de Manzanillo Colima, 
cuenta con 2 unidades de 350 MW y 4 de 300 MW , el Generador de Vapor es de tipo 
Intemperie, mientras que los Turbogeneradores son del tipo interior y se encuentran 
situados junto con el equipo auxiliar en la Casa de Máquinas. 
Para su operación esta central requiere de dos tipos de combustibles que son el Diesel 
para arranques y el Combustoleo para generación, este último es suministrado a los 
Tanques de Almacenamiento desde los Buques Tanques, anclados en el muelle de 
PEMEX del puerto interior. El sistema de enfriamiento principal de los condensadores 
de superficie es del tipo abierto con agua de mar y el agua de repuesto al ciclo se 
obtiene por medio de dos plantas evaporadoras y dos plantas desmineralizadoras. 
 
Figura 1.1 Central Termoeléctrica Manzanillo. 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 8 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 1.2 Diagrama de flujo de la Central Termoeléctrica Manzanillo.Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 9 
1.1.2 Descripción del equipo principal de la Central Manzanillo II. 
 Generador de vapor del tipo intemperie de circulación forzada y hogar balanceado, 
con una capacidad máxima de 1170 
ton
h
 de vapor sobrecalentado, a una presión de 
operación de 166 bar , con una temperatura de 540 oC . 
 Turbogenerador del tipo “Tandem Compound” de 18 pasos de acción con 
recalentamiento y doble flujo en la sección de baja presión. 
 Generador Eléctrico trifásico síncrono con conexión en estrella, 2 polos, totalmente 
cerrado a prueba de explosión y son enfriados por hidrógeno y agua desionizada. 
 Condensador principal de superficie de un solo paso enfriado con agua de mar. 
 Equipos y sistemas auxiliares que complementan el ciclo Termodinámico Rankine 
Regenerativo con Recalentamiento. 
 Para realizar el control y supervisión de los diferentes equipos de la Central desde la 
Sala de Control, se cuenta con un adelantado Sistema de Control Digital 
denominado “SICODI”, el cual es capaz de realizar el arranque y paro de la unidad 
en forma ordenada, y uniforme, así como mantenerla estable, y segura durante 
fallas y variaciones de carga. 
 Para vigilar el comportamiento de cada una de las variables de los diferentes 
equipos y del proceso mismo, se cuenta con un Sistema de Adquisición de Datos el 
cual despliega en pantalla y papel toda la información sobre las variables para una 
operación segura y eficiente de la central. 
1.1.3 Etapas principales del proceso. 
Este proceso describe de manera general las etapas de transformación para producir 
potencia eléctrica, así como las medidas establecidas para la inspección y control de los 
procesos involucrados. 
La cantidad de potencia eléctrica la determina el Centro Nacional de Control de Energía 
(CENACE) en forma diaria, debido a que la energía eléctrica debe ser generada en la 
cantidad y tiempo en que el usuario lo demande. 
 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 10 
Figura 1.3 Diagrama del control del proceso de Generación de Potencia Eléctrica. 
La figura 1.3 muestra el diagrama de control del proceso de generación de potencia 
eléctrica la cual es el resultado de una serie de transformaciones de energía a partir del 
combustible almacenado. 
Estas transformaciones de energía se llevan a cabo en tres equipos principales que 
son: Generador de Vapor, Turbina y Generador Eléctrico los cuales se complementan 
con una serie de equipos y sistemas auxiliares para llevar a cabo la realización del ciclo 
termodinámico Rankine Regenerativo. 
a) Conversión de energía química a energía calorífica 
Esta fase del proceso se realiza en el generador de vapor, al cual al suministrarle aire 
del medio ambiente y combustible, libera la energía química de éste último a partir de 
su oxidación, transformándose en energía calorífica. 
PEMEX 
ALMACENAMIENTO 
DE COMBUSTIBLE 
COMBUSTIÓN 
PRODUCCIÓN 
DE VAPOR 
TRASMISIÓN 
GENERADOR 
ELÉCTRICO 
TURBINA 
DE VAPOR 
VÁLVULAS 
DE CONTROL 
CONTROL DEL 
PROCESO 
 
CENACE 
ENERGÍA QUÍMICA ALMACENADA ENERGÍA CALORÍFICA ENERGÍA TÉRMICA 
ENERGÍA ELÉCTRICA ENERGÍA MECANICA ENERGÍA CINETICA 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 11 
b) Conversión de energía calorífica a energía cinética 
La energía calorífica liberada por el combustible, es absorbida por el agua para 
posteriormente transformarse en energía térmica contenida en el vapor conforme éste 
va adquiriendo presión y temperatura, esta energía térmica al ser liberada se convierte 
en energía cinética. 
c) Conversión de energía cinética a energía mecánica 
Por medio de las válvulas de control se regula el flujo de vapor que requiere la turbina 
para mantener la demanda de carga solicitada y la velocidad de giro, este vapor se 
expande a través de todos los pasos de la turbina transformando la energía térmica en 
energía mecánica. El vapor de escape de la turbina es convertido en líquido por medio 
del condensador para volver a enviarse al generador de vapor. 
d) Conversión de energía mecánica a energía eléctrica 
El rotor del generador eléctrico, acoplado directamente a la turbina, gira a la misma 
velocidad produciéndose potencia eléctrica debido al movimiento relativo entre un 
campo magnético (producido por una corriente de excitación al rotor) y un conductor 
(estator) [1]. 
1.2 Descripción de los condensadores de superficie y su 
problemática. 
La transferencia de calor es una de las formas más conocidas de intercambio de 
energía entre los cuerpos. Este fenómeno ocurre, de una manera natural, entre dos 
sistemas cuando existe entre ellos una diferencia de temperatura sin importar el medio, 
aún en el vacío, que los separa. 
Por esta razón, la transferencia de energía térmica tiene, tanto en el dominio de las 
ciencias puras como en el de las aplicaciones tecnológicas, un papel esencial, que se 
vuelve determinante cuando se tienen que diseñar equipos y sistemas tales como: 
intercambiadores de calor, motores térmicos, aislamientos térmicos de procesos, 
sistemas de aplicación de la energía solar, sistemas de aire acondicionado, plantas 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 12 
frigoríficas, sistemas para estabilizar la temperatura en naves espaciales, enfriamiento 
de circuitos en microelectrónica, etc. 
El conocimiento de las leyes que gobiernan la transmisión de calor, en cualquier medio, 
es muy importante para los ingenieros, en el diseño, construcción pruebas y operación 
de todo tipo de dispositivos de intercambio térmico. Los problemas de transferencia de 
calor son encontrados por los investigadores y diseñadores en prácticamente todas las 
ramas de la ingeniería. 
Esto se debe principalmente a que los procesos y sistemas no son cien por ciento 
eficientes, por lo tanto, la energía que no se aprovecha debe ser disipada en forma de 
calor, lo que requiere que se diseñen sistemas confiables y seguros que cumplan con 
este importante cometido, para hacer que los sistemas operen adecuadamente. 
En general la transferencia de calor tiene dos aplicaciones muy importantes, proveer a 
los sistemas de un medio de disipación de calor para reducir la temperatura de 
operación del sistema de interés y por otra parte analizar la transferencia de calor con el 
fin de conservar la energía térmica de un sistema, auxiliándose de materiales aislantes. 
En el segundo caso, el punto de interés es proveer a los sistemas de un aislamiento 
térmico efectivo. En realidad, el uso de aislantes térmicos ocurre muy frecuentemente 
en muchos campos de la ingeniería. Los ingenieros siempre se enfrentan con 
problemas de cómo transmitir el calor de una manera más efectiva o bien cómo 
proteger una construcción, sistema o proceso de una manera eficiente, para evitar 
pérdidas o ganancias de calor. 
La base de estudio de la transferencia de calor descansa en los conceptos 
fundamentales de cantidad de calor y de diferencia de temperatura, los cuales son 
definidos por la termodinámica de acuerdo a sus dos principios básicos (la primera y la 
segunda ley de la termodinámica) [2]. 
1.3 Función del condensador en el ciclo de potencia. 
Los fabricantes de máquinas de vapor deben tener en cuenta al diseñar que ésta no 
sólo sea capaz de producir el trabajo requerido, sino también que utilice un mínimo de 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 13 
energía térmica y en consecuencia consuma una cantidad mínima de combustible para 
efectuarlo. Suponiendo que las pérdidas debido a la fricción, a la conducción y radiación 
del calor, hayan sido reducidas a unmínimo aún queda una pérdida considerable de 
calor, llamada energía térmica remanente en el vapor de escape, que debe ser 
considerada. 
El condensador de vapor es un componente importante del ciclo del vapor en 
instalaciones de generación de potencia. Es un recinto cerrado en el cual el vapor sale 
de la turbina y se fuerza para ceder su calor latente de vaporización. Es un componente 
necesario del ciclo de vapor por dos razones. La primera, convierte el vapor usado 
nuevamente en líquido para regresarlo al generador de vapor como agua de 
alimentación. Esto baja el costo operacional de la planta permitiendo reutilizar el agua 
de alimentación, y resulta más fácil bombear un líquido que el vapor. La segunda razón, 
aumenta la eficiencia del ciclo permitiendo que el ciclo opere con los gradientes más 
grandes posibles de temperatura y presión entre la fuente de calor (generador de vapor) 
y el sumidero de calor (condensador). 
Condensando el vapor de salida de la turbina, la presión es reducida hasta debajo de la 
presión atmosférica, incrementando la caída de presión del vapor entre la entrada y la 
salida de la turbina de vapor. Esta reducción de la presión en la salida de la turbina, 
genera más calor por unidad de masa de vapor entregado a la turbina, por conversión 
de poder mecánico. Ya que ocurre condensación, el calor latente de condensación se 
usa en lugar del calor latente de vaporización. 
El calor latente de la condensación del vapor se pasa al agua que atraviesa los tubos 
del condensador. Después de que el vapor condensa, el líquido saturado continúa 
transfiriendo calor al agua presentando un subenfriamiento al ir bajando hasta el fondo 
del condensador, esto previene la cavitación en la bomba. 
Hay diversos diseños de condensadores, pero el más común, por lo menos en las 
instalaciones de generación de potencia, es el condensador de paso transversal simple. 
Este diseño de condensador proporciona agua fría que pasa a través de los tubos 
rectos de una cavidad llena de agua en un extremo hacia otra cavidad llena de agua en 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 14 
el otro extremo. Ya que el agua fluye una sola vez a través del condensador se le 
denomina de un solo paso. 
En el área inferior del condensador se localiza el pozo caliente, aquí es donde el 
condensado se extrae mediante una bomba. Si se acumulan gases incondensables en 
el condensador, la presión absoluta aumenta y la temperatura de saturación con la cual 
el vapor se condensa también se incrementa. 
 
Figura 1.4 Condensador de paso transversal simple 
Los gases no condensables también cubren los tubos reduciendo el área superficial 
para la transferencia térmica del condensador. Esta área superficial puede también ser 
reducida si el nivel de condensado aumenta sobre los tubos inferiores del condensador. 
Una reducción en la superficie en el intercambio térmico tiene el mismo efecto que una 
reducción en flujo del agua de enfriamiento. Si el condensador está funcionando muy 
cerca de su capacidad de diseño, una reducción en el área superficial efectiva resulta 
en la dificultad de mantener la presión del condensador. 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 15 
La temperatura y el flujo del agua de enfriamiento que pasa por el condensador controla 
la temperatura del condensado, esto alternadamente controla la presión de saturación 
(vacío) del condensador. 
Si el condensador fuera perfectamente hermético y sí no hubiera aire o gases 
incondensables presentes en el vapor, solamente sería necesario condensar el vapor y 
extraer el condensado para mantener la presión en el condensador, esto debido a la 
disminución del volumen especifico en el proceso de la condensación del vapor. 
Sin embargo, como es prácticamente imposible evitar la entrada de aire y otros gases 
no condensables al interior del condensador, es necesario hacer uso de una bomba de 
vacío o un eyector para mantener la presión en el interior del condensador. 
En su forma más simple tenemos así que: un sistema de condensación consiste en un 
equipo destinado a convertir el vapor de escape en agua, y de una o varias bombas y 
equipos para extraer continuamente del condensador, dicha cantidad de agua, el aire y 
los gases no condensables. 
La presión de diseño para un condensador determinado viene dado en la especificación 
de cada instalación. La mayoría están proyectadas para trabajar a plena potencia con 
una presión absoluta de 82 mmHg . 
Se ha comprobado que una máquina desarrolla mayor cantidad de trabajo útil si su 
vapor de escape es descargado a un espacio donde existe una presión baja, que si la 
realizara en contra de presiones más altas. 
En un condensador, la presión absoluta es generada por la condensación del vapor, ello 
es debido a que el volumen específico del vapor es mucho mayor que el volumen 
específico del agua. 
Para el correcto funcionamiento de los condensadores deben tenerse en cuenta dos 
reglas básicas: 
 La temperatura de salida del agua de enfriamiento del condensador debe estar 
alrededor de 12 oC o menos por encima de la de entrada. 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 16 
 La temperatura de salida del condensado debe ser ligeramente inferior a la 
correspondiente a la presión absoluta del condensador. 
El circuito del agua de enfriamiento formado por el agua de circulación, frecuentemente 
está compuesto por series de tubos con longitudes entre 10 y 15 metros llegando hasta 
más de 25 metros en los condensadores multipresión. El diámetro exterior de dichos 
tubos oscila entre 5/8 y 1 ¼ de pulgada. Su espesor viene expresado usualmente por la 
galga BWG (Birmingham Wire Gauge). Los más empleados son los de 7/8 y 1 pulgada, 
con espesor 18, 19 y 22 BWG, según el tipo de material. El bronce (Admiralty) ha sido 
el más utilizado, para agua normal, tendiéndose actualmente a sustituirlo por acero 
inoxidable tipo 304 (AISI). Para agua de mar, se emplean frecuentemente cupro-níquel, 
y recientemente titanio en condensadores de centrales nucleares [3]. 
La diferencial de temperatura del agua de condensado y la temperatura de 
condensación correspondiente a la presión del condensador indica el rendimiento de un 
condensador y debe mantenerse lo más pequeña posible. 
El rendimiento de un condensador debe calcularse midiendo y comparando las energías 
que entran y salen de él. 
La energía que entra está formada por: 
 La energía cinética del vapor entrante. 
 La energía térmica del vapor entrante. 
 La energía cinética del agua de mar entrante. 
 La energía térmica del agua de mar entrante. 
La energía que sale está formada por: 
 La energía cinética en la salida del condensador. 
 La energía térmica del condensado. 
 La energía cinética del agua de mar a la descarga. 
 La energía térmica del agua de mar a la descarga. 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 17 
Sin embargo considerando un condensador real, las energías cinéticas de entrada y 
salida del agua de circulación son muy pequeñas y se puede considerar que se anulan 
una con otra, las energías cinética de entrada del vapor y salida de condensado, 
pueden asimismo despreciarse ya que son muy pequeñas comparadas con la energía 
térmica en juego; entonces, en el balance energético, puede solamente considerarse. 
 Energía térmica de entrada del vapor. 
 Energía térmica de entrada del agua de mar. 
 Energía térmica de salida del condensado. 
 Energía térmica de salida del agua de mar. 
Estas energías están representadas en la figura 1.4. 
 
Figura 1.5 Balance de energías del condensador 
1.4 Presión óptima de operación del condensador.La presión absoluta requerida para el funcionamiento de las máquinas a su máximo 
rendimiento no debe sobrepasar los 82 mmHg . La razón de ello es que el volumen 
SALIDA DE CONDENSADO 
SALIDA DE AGUA DE 
ENFRIAMIENTO 
 
ENTRADA DE AGUA 
DE ENFRIAMIENTO 
 
 
VAPOR DE ESCAPE 
DE TURBINA DE BAJA PRESIÓN 
POZO CALIENTE 
ENERGÍA CINÉTICA 
 
ENERGÍA TÉRMICA 
 
ENERGÍA CINÉTICA 
 
ENERGÍA TÉRMICA 
 
ENERGÍA CINÉTICA 
 
ENERGÍA TÉRMICA 
 
ENERGÍA CINÉTICA 
 
ENERGÍA TÉRMICA 
 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 18 
específico aumenta a medida que disminuye la presión, de este modo, con bajas 
presiones, se alcanza un volumen de vapor excesivo, y los álabes de los últimos pasos 
no pueden ser tan grandes como para darle salida al vapor. Esto requiere un cilindro de 
baja presión muy grande, y el costo inicial, así como también las dificultades de 
funcionamiento no compensan lo que se quiere ganar. 
El grado de presión absoluta para el cual está diseñada una turbina en gran parte 
queda determinado por la longitud de los álabes correspondientes a las hileras de 
descarga en la turbina de baja presión, pues deben ser tales que permitan la salida del 
volumen aumentado del vapor en esa etapa. Se debe tener en cuenta que haciendo el 
álabe más grande se requiere un aumento de peso y espacio para la turbina de baja 
presión, lo cual no siempre es conveniente. Con baja presión el volumen específico del 
vapor aumenta enormemente. 
Como resultado de este gran aumento del volumen del vapor y las limitaciones 
constructivas de peso y espacio, es práctica general en el diseño de turbinas adoptar 
una presión absoluta de 82 mmHg en la descarga de la última hilera de álabes de la 
turbina de baja presión cuando la misma desarrolla su máxima potencia. 
Desarrollando la unidad su máxima potencia, cualquier disminución de la presión de 
diseño no origina aumento de potencia ni economía. Esto es debido a que el área de los 
álabes es proporcionada de manera tal que el efecto del aumento no se extiende más 
allá de la última o penúltima etapa de expansión. 
En cambio, sí la presión es mayor que el de diseño, el efecto se extiende a varias 
etapas de expansión, lo que da por resultado una mayor cantidad de vapor para 
desarrollar la misma potencia. 
Cuando la turbina funciona desarrollando una potencia menor que la máxima, el efecto 
de la presión debido a la disminución del flujo de vapor se extiende a través de un cierto 
número de etapas de expansión, bajo estas condiciones una disminución de la presión 
tendrá el efecto de disminuir el consumo de vapor, tendrá entonces mayor cantidad de 
energía disponible [2]. 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 19 
1.5 Pérdidas de carga en condensadores de superficie. 
El ensuciamiento de la superficie de intercambio de calor y la obstrucción de los tubos 
originados por la reproducción de organismos en el agua de enfriamiento es la principal 
causa de pérdida de transferencia de calor, aumento de la presión absoluta y en 
general de la eficiencia del ciclo así como del mantenimiento y costo de operación de la 
planta. 
Este ensuciamiento se define generalmente como la acumulación de materiales 
indeseados en las superficies del equipo de transferencia de calor. Este fenómeno 
reconocido como un problema universal en diseño y operación, afecta a los equipos de 
dos maneras [4]. 
 La capa que ensucia tiene una conductividad térmica muy baja, lo cual aumenta la 
resistencia de intercambio térmico y reduce la eficiencia de los intercambiadores 
de calor. 
 Los depósitos reducen el área de paso transversal y provocan un aumento en la 
presión diferencial del intercambiador lo cual disminuye el flujo de agua de 
enfriamiento. 
El costo debido al ensuciamiento se puede analizar en tres áreas principales: 
 Los costos de inversión de capital, que incluye exceso de área de transferencia de 
calor, espacio adicional, transporte y costo de instalación. 
 Costo por combustible adicional por la pérdida de eficiencia del proceso. 
 Pérdida de producción durante los paros de la planta planeados e imprevistos 
debido al ensuciamiento. 
El depósito de materia orgánica sobre la superficie interior de los tubos de un 
intercambiador de calor de una planta industrial es conocido en la literatura como bio-
ensuciamiento (biofouling), siendo este último el término que se está empleando 
actualmente para designar la adherencia y crecimiento de vida animal y vegetal en las 
superficies expuestas a medios propicios para el desarrollo de vida orgánica, como es 
el agua de mar. 
Capítulo 1 Descripción de la unidad Generadora 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 20 
En una instalación industrial se puede clasificar el bio-ensuciamiento en dos tipos: micro 
y macro-ensuciamiento. La diferencia radica en el tamaño de los organismos 
depositados sobre la superficie. 
El macro-ensuciamiento en los sistemas de refrigeración industrial se localiza 
principalmente en las tuberías o ductos de agua de enfriamiento. Dentro del macro-
ensuciamiento caben destacar organismos marinos, tales como Mytilus edulis, 
Pollicipies cornucopia y Balanos balanoide, que se adhieren a las tuberías y filtros, 
dando lugar a considerables pérdidas de carga [4]. 
En los intercambiadores de calor el desarrollo de la película microbiana o micro-
ensuciamiento en los tubos y las zonas alrededor de las obstrucciones de flujo, plantean 
graves problemas que traen consigo considerables pérdidas económicas. 
Existen varios estudios que tratan sobre los efectos nocivos del bio-ensuciamiento en 
los equipos, donde se analizan los problemas relacionados con las pérdidas 
económicas y energéticas. 
En la mayoría de las ocasiones, en las plantas energéticas, la instrumentación 
disponible no es suficiente para detectar las condiciones locales del bio-ensuciamiento, 
puesto que sólo se supervisan los parámetros de funcionamiento de la planta. Es 
preciso garantizar la efectividad de operación de los intercambiadores de calor de las 
plantas energéticas, desarrollando equipos de monitoreo del crecimiento de bio-
ensuciamiento apropiados, que midan parámetros tales como la resistencia a la 
transferencia de calor, factor de fricción, velocidad del fluido o la presión del 
condensador. 
En los procesos de generación de potencia eléctrica el condensador es de los equipos 
de transferencia de calor más importantes, su desempeño se mide de acuerdo a la 
presión absoluta obtenida, la diferencial de temperatura y la presión diferencial entre las 
cajas de entrada y salida del agua de enfriamiento. La operación prolongada de la 
Turbina de vapor con alta presión genera esfuerzos en el último paso llegando a 
dañarla por lo que se hace necesario contar con sistemas de control y protección que 
ayuden a minimizar su ocurrencia. 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 21 
 
CAPÍTULO 2 
 
 
 
Metodología de cálculo de 
transferencia de calor en 
condensadores de superficie 
 
 
En este capítulo se proporciona la información básica 
para el desarrollo de la metodología de cálculo de los 
condensadores de superficie, la cual será utilizada en 
el capítulo 4 para la evaluación del condensador 
existente en la Central Manzanillo. 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 22 
2.1 Interacción del condensador con otros equipos. 
Los mecanismos fundamentales de transferencia de calor que tienen lugar en el 
condensador son: La condensación del vapor saturado húmedo sobre la superficie 
externa de los tubos y el calentamientopor convección forzada del agua de circulación 
en el interior de los mismos, la cual pasa de una temperatura 1( )T a la entrada, a otra 
2( )T superior a la salida. El propósito es condensar el vapor de salida de la turbina para 
así tener máxima eficiencia e igualmente obtener el vapor condensado en forma de 
agua pura de regreso al generador de vapor, realizando esto a presión y temperatura 
constante. 
El aire y los gases no condensables que entran mezclados con el vapor o de algún otro 
modo, se extraen por medio del eyector de aire a través de su aspiración, situada en el 
casco del condensador, por encima del nivel de condensado. 
Así mismo provee un medio para recolectar todos los drenajes del sistema de vapor 
auxiliar.
 
Figura 2.1 Interacción del condensador con otros equipos 
SALIDA DE CONDENSADO 
SALIDA DE AGUA DE 
ENFRIAMIENTO 
 
ENTRADA DE AGUA DE 
ENFRIAMIENTO 
 
VAPOR DE ESCAPE 
DE TURBINA DE BAJA PRESIÓN 
POZO CALIENTE 
SALIDA DE GASES 
INCONDENSABLES 
T1 
T2 
Pt 
TS 
Q 
TC 
AGUA CONDENSADA EN 
CALENTADORES 
 
DRENAJES MISCELANEOS 
 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 23 
2.1.1 Descripción del ciclo agua-vapor. 
El ciclo agua-vapor inicia en el condensador, donde además de condensar el vapor de 
salida de la turbina de baja presión también recibe los drenajes de los calentadores de 
baja presión y los misceláneos. El líquido colectado en el pozo caliente es extraído por 
medio de la bomba de condensado, y circula por los calentadores del 1 al 4 llegando al 
desgasificador el cual es un calentador de contacto. Este condensado junto con el flujo 
de la extracción 5 y el drenaje de los calentadores de alta presión son enviados al 
generador de vapor por medio de las bombas de agua de alimentación pasando por los 
calentadores 6 y 7. El vapor producido a alta presión y temperatura es controlado y 
enviado a la turbina de alta presión, regresando al generador de vapor para su 
recalentamiento, finalmente el vapor se envía a la turbina de presión intermedia y de 
baja presión, del cual regresa al condensador [1]. 
En el diagrama de la figura 2.2, se muestra el ciclo agua – vapor con las extracciones y 
recalentamiento. 
Figura 2.2 Diagrama temperatura-entropía del ciclo 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 24 
Los procesos de la figura 2.2 se detallan a continuación: 
1 – 9 Bombeo del agua de alimentación y calentamiento en dos etapas. 
9 – 31 Evaporación y sobrecalentamiento del vapor. 
31 – 32 Expansión del vapor en la turbina de alta presión. 
32 – 33 Recalentamiento del vapor. 
33 – 35 Expansión del vapor en la turbina de presión intermedia. 
35 – 39 Expansión del vapor en la turbina de baja presión. 
39 – 40 Condensación del vapor. 
10 – 16 Extracciones de baja y alta presión. 
17 – 22 Drenajes de calentadores de alta y baja presión. 
El arreglo del equipo principal del ciclo agua-vapor de la Central Manzanillo se muestran 
en las figuras 2.3 y 2.4. 
Figura 2.3 Diagrama de flujo de calentadores y extracciones. 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 25 
Figura 2.4 Diagrama de flujo de turbinas y condensador 
2.2 Metodología de cálculo del coeficiente global de transmisión de 
calor. ( )U 
Determinación de la ecuación general. 
Las expresiones fundamentales de transferencia de calor son: la ecuación de la 
calorimetría para el flujo de agua de enfriamiento que se expresa como 
a Pa
Q m C T , (2.1) 
Donde, 
aQ es el flujo de calor transmitido en kW ; o sea el calor que es absorbido 
por el flujo de agua, 
am es el flujo másico del agua de enfriamiento en 
kg
s
; que 
absorberá la energía de condensación; 
PC es el calor específico del agua en o
kJ
kg C
 
y 2 1T T T , incremento de temperatura del agua de enfriamiento que provoca la 
condensación en OC . 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 26 
La segunda ecuación importante es la ecuación de la transferencia de calor a través de 
de las resistencias que se oponen al flujo de calor, por ejemplo, los materiales, los 
arreglos geométricos, el ensuciamiento, los coeficientes de convección. Esa ecuación 
se expresa como: 
SQ UA LMTD (2.2) 
Donde, U es el coeficiente global de transferencia de calor en 
2 o
kW
m C
; sA es el 
área de transferencia de calor 
2m , y LMTD es la diferencia de temperatura 
media logarítmica OC , factor importante que toma en cuenta la no linealidad de la 
transferencia de calor. 
El coeficiente global de transferencia de calor ( )U expresa la cantidad de calor 
transmitido por unidad de superficie y en la unidad de tiempo, para una diferencia de 
temperatura de 1 oC . Este coeficiente puede en teoría expresarse como 1/ TU R , 
donde ( )R es la resistencia térmica global, calculada en función de la conductividad 
térmica del material de los tubos, su calibre y teniendo en cuenta la resistencia asociada 
a las películas de vapor y agua contiguas a las paredes del tubo, número de tubos, 
disposición de los tubos, del número de pasos, del tipo de fluidos, la velocidad del 
fluido, etc. ver figura 2.5. 
1 1
T v m a f
U
R R R R R
; 2.3 
En esta ecuación 
vR es la resistencia del vapor en condensación en forma pelicular, 
mR es la resistencia conductiva del tubo debido al material y la geometría aR es la 
resistencia de película del agua de enfriamiento i.e. es la resistencia convectiva interior 
y fR es la resistencia debido al ensuciamiento del interior del tubo. 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 27 
El estado de ensuciamiento en los tubos y la presencia de incrustaciones influyen en el 
proceso de transmisión de calor. Este aspecto queda considerado a través del 
coeficiente ( )CF , denominado factor de ensuciamiento, de acuerdo a la definición, este 
factor es igual a 1 para cuando se tienen tubos perfectamente limpios y lisos [6]. 
Figura 2.5 Gradiente de temperatura en la seccion transversal del tubo. 
La variación en los parámetros de operación con respecto a los de diseño origina 
variación de la presión absoluta del condensador y por consiguiente en la capacidad de 
producción y eficiencia de la unidad. 
En la figura 2.6 muestra el comportamiento de la presión absoluta del condensador ante 
las principales variables de operación, en la práctica se tiene una combinación de estos 
que favorecen o afectan al resultado final, el problema en la operación se vuelve crítico 
cuando las cuatro variables son adversas especialmente en la época de verano por el 
incremento en la temperatura del agua de mar además de las limitantes para el 
funcionamiento de la turbina de baja presión por concepto de la presión de escape, 
mediante la realización de un análisis con suficientes mediciones y conocimiento de la 
influencia de los parámetros en el condensador se pueden determinar las causas y 
tomar acciones correctivas o preventivas que mejoren su desempeño. 
TEMPERATURA DEL VAPOR 
TEMPERATURA DEL AGUA 
DE ENFRIAMIENTO 
∆T 
(R
v
) 
R
E
S
IS
T
E
N
C
IA
 D
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 L
A
 
C
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(R
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L
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D
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 A
G
U
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LADO AGUA LADO VAPOR 
FLUJO DE 
CALOR 
(R
f) 
R
E
S
IS
T
E
N
C
IA
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E
L
 
E
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S
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M
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N
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IN
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L
 T
U
B
O
 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 28 
 
 
Figura 2.6 Comportamiento de la presión absoluta del condensador en variaciones de los 
parámetros principales de operación. 
2.2.1 Cálculo de la diferencia de temperatura media logarítmica 
En el caso específico de condensadores de superficie la variación de la temperatura del 
agua de circulación a su paso por el interior de los tubos es exponencial en relación a la 
longitud recorrida (x). Lo anterior es debido principalmente a la geometría del arreglo de 
los tubos y a la forma en cómo interactúan los flujos, entre otros factores, ver figura 2.8. 
Para el caso de tubos cilíndricos, la diferencia de temperatura media logarítmica 
( )LMTD mencionada se expresa como: 
FLUJO DE AGUA DE 
ENFRIAMIENTO 
P
R
E
S
IÓ
N
 A
B
S
O
L
U
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A
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L
 
C
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S
A
D
O
R
 
TEMPERATURA DE ENTRADA DE 
AGUA DE ENFRIAMIENTO 
P
R
E
S
IÓ
N
 A
B
S
O
L
U
T
A
 D
E
L
 
C
O
N
D
E
N
S
A
D
O
R
 
FACTOR DE ENSUCIAMIENTO 
P
R
E
S
IÓ
N
 A
B
S
O
L
U
T
A
 D
E
L
 
C
O
N
D
E
N
S
A
D
O
R
 
CARGA TÉRMICA 
P
R
E
S
IÓ
N
 A
B
S
O
L
U
T
A
 D
E
L
 
C
O
N
D
E
N
S
A
D
O
R
 
% 
2 o
kg
m C
 
3m
s
 oC 
mmHg 
mmHg mmHg 
mmHg 
82 82 
82 82 
12.84 30.5 
50.06 80 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 29 
( / )
T
LMTD
ln ITD TTD
 (2.4) 
En esta ecuación, LMTDes la diferencia de temperatura media logarítmica, expresada 
en OC , T es el incremento de temperatura del agua de enfriamiento, ITD es la 
diferencia de temperatura inicial y TTD es la diferencia de temperatura terminal todos 
ellos en OC . 
Incremento de la temperatura del agua de enfriamiento durante su paso por el 
condensador: 
2 1T T T (2.5) 
La diferencia de temperatura de entrada al equipo o diferencia de temperatura inicial, 
es: 
1SITD T T (2.6) 
También se debe calcular la diferencia de temperatura a la salida del condensador 
llamada diferencia de temperatura terminal, que se expresa como: 
2STTD T T (2.7) 
Otro parámetro importante es la temperatura media, que se usa para calcular las 
propiedades del agua. 
1 2
2
M
T T
T (2.8) 
En algunas ocasiones, el líquido condensado se enfría por debajo de la temperatura de 
saturación por lo que se debe calcular el grado de sub-enfriamiento proporcionado por 
la relación: 
SE S CG T T (2.9) 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 30 
Donde, 1T es la temperatura de entrada del agua de enfriamiento, 2T es la temperatura 
de salida del agua de enfriamiento, CT es la temperatura final del condensado del vapor 
y TS es la temperatura de saturación del condensado a la presión del condensador, 
todos en OC 
 
Figura 2.7 Variación de temperatura del agua de enfriamiento para el caso de un condensador 
de un solo paso 
2.2.2 Cálculo del calor absorbido por el agua ( )aQ . 
El flujo de calor ( )aQ absorbido por el agua es directamente proporcional al flujo 
másico de agua de enfriamiento, ( )am al calor específico del agua, ( )PC y al 
incremento de temperatura ( )T . 
a Pa
Q m C T , kW (2.10) 
X 
T2 
T1 
LMTD 
TS 
DT I 
DTT 
ΔT 
Q 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 31 
Donde, am es el flujo másico de agua de enfriamiento en 
kg
s
, 2 1T T T es el 
incremento de temperatura que sufre el agua de enfriamiento en OC y 
PC es el calor 
específico del agua que expresa la cantidad de calor absorbido por kilogramo de agua, 
para una diferencia de temperatura de 1 OC . 
2.2.3 Cálculo del coeficiente global de transmisión de calor efectivo ( )eU . 
El flujo de calor ( )Q absorbido por la superficie total del condensador, también 
conocido como carga térmica, es directamente proporcional a dicha superficie ( )sA , a 
la diferencia de temperatura media logarítmica ( )LMTD y al coeficiente global de 
transmisión de calor efectivo ( )eU : 
e sQ U A LMTD (2.11) 
Donde 
sA es la superficie total del condensador o superficie total de transferencia de 
calor que es igual al producto del perímetro externo de un tubo por su longitud y por el 
número de tubos y se puede calcular por medio de la expresión, 
s E T EA D N L (2.12) 
Entonces el coeficiente global de transferencia de calor se puede evaluar fácilmente 
usando la expresión: 
e
s
Q
U
A LMTD
 (2.13) 
En la ecuación 2.12 
ED es el diámetro externo en m , TN es el número de tubos, 
(adimensional) y 
EL es la longitud efectiva del tubo en m . 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 32 
Por otra parte, se define el factor de ensuciamiento 
CF como el cociente entre el 
coeficiente global de transferencia efectivo 
eU y el coeficiente global de transferencia 
de calor de diseño 
dU , es decir: 
e
C
d
U
F
U
 (2.14) 
O también se puede escribir que el coeficiente global de transferencia de calor de 
diseño igual a: 
e
d
c
U
U
F
 (2.15) 
Es conveniente tener en cuenta que, pese a su nombre, el factor de ensuciamiento no 
depende solo de que los tubos del condensador estén sucios o limpios. Un factor de 
ensuciamiento bajo indica solamente que 
eU es menor que dU , lo que puede 
deberse a factores diferentes al grado de ensuciamiento, como son bolsas de aire 
entrampadas en el haz de tubos, tubos tapados, bajo flujo del agua de enfriamiento, 
cajas de agua llenas parcialmente o mal funcionamiento del sistema de extracción de 
no condensables entre otros. 
2.2.4 Cálculo de la velocidad del agua en los tubos ( )v . 
La velocidad del agua en los tubos ( )v , es directamente proporcional al flujo 
volumétrico de agua de enfriamiento ( )am e inverso al área total transversal interna de 
los tubos 
TA . 
a
T
m
v
A
 (2.16) 
El área transversal interna por donde pasa el flujo de enfriamiento para el caso de un 
condensador de superficie de un paso es, 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 33 
2
4
I
T T
D
A N (2.17) 
El flujo volumétrico del líquido de enfriamiento es: 
a
a
m
m (2.18) 
La velocidad del agua de enfriamiento es muy importante para calcular el coeficiente de 
convección dentro de los tubos. 
En las ecuaciones 2.16 y 2.17, 
TA es el área transversal de flujo de agua de 
circulación en 
2m , 
ID es el diámetro interior del tubo en m , es la densidad del 
agua de circulación en 
3
kg
m
 y 
am es el flujo volumétrico de agua de enfriamiento en 
3m
s
. 
2.3 Metodología de cálculo del coeficiente global de transmisión de 
calor teórico. ( )tU . 
A continuación se detalla el método para calcular el coeficiente global de transferencia 
de calor, parámetro que como ya se indicó es muy importante para calcular el 
desempeño del condensador, los resultados teóricos obtenidos nos permitirán 
compararlos con el equipo existente en operación y determinar si tiene las 
características requeridas para la carga térmica de la unidad generadora. 
2.3.1 Ecuación general del coeficiente global de transferencia de calor teórico. 
El coeficiente global de transferencia de calor es obtenido utilizando la metodología 
propuesta por el Instituto de Intercambio de Calor (Heat Exchange Institute HEI), con la 
velocidad del líquido de enfriamientocalculada con la ecuación 2.16 y las 
características de diseño del condensador se determina el coeficiente de referencia la 
cual esta basada en datos obtenidos con un tubo limpio calibre 18 BWG cuyo material 
es Admiralty a 21.11 OC de temperatura de entrada del agua de enfriamiento, para 
tubos de diferentes características debe ser corregido por dos factores: un factor de 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 34 
corrección por temperatura 
WF y un factor de corrección que toma en cuenta el 
material y su calibre, y se expresa de la siguiente manera [6]: 
1 W MtU U F F (2.19) 
En esta ecuación se tiene; 
tU es el coeficiente global de transferencia de calor 
teórico en 
2 o
kW
m C
, 
1U es el coeficiente global de transferencia de calor de referencia 
en 
2 o
kW
m C
, 
WF es el factor de corrección por temperatura, MF es el factor de 
corrección por material empleado así como su calibre. 
2.3.2 Cálculo del coeficiente de transferencia de calor de referencia 1( )U 
Este coeficiente global de transferencia de calor de referencia 1( )U , se obtiene de la 
tabla 2.1, con el valor del diámetro exterior del tubo ( )ED y la velocidad media del agua 
dentro de los tubos ( )v . 
Tabla 2.1 Coeficiente de transferencia de calor base 1U , 
DIAMETRO 
VELOCIDAD DEL AGUA m
s
 
mm 
1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 
15.875 & 19.05 2.745 3.004 3.248 3.476 3.689 3.888 4.073 4.246 4.407 
22.225 & 25.4 2.703 2.959 3.199 3.424 3.634 3.830 4.013 4.183 4.341 
28.575 & 31.75 2.662 2.914 3.151 3.372 3.579 3.771 3.951 4.118 4.272 
34.925 & 38.1 2.621 2.869 3.102 3.320 3.524 3.713 3.890 4.054 4.206 
41.275 & 44.45 2.580 2.825 3.055 3.269 3.469 3.655 3.828 3.988 4.136 
47.625 & 50.8 2.539 2.780 3.006 3.217 3.414 3.597 3.768 3.926 4.072 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 35 
2.3.3 Cálculo del factor de corrección por temperatura ( )WF . 
Para temperaturas de entrada de agua de circulación diferente a 21.11 oC , el 
coeficiente global de transferencia de calor de referencia debe ser multiplicado por el 
factor de corrección por temperatura 
WF obtenida de tabla 2.2, de esta manera 
queda corregido este factor ya que cambio la referencia [6]. 
Tabla 2.2 Factor de corrección por temperatura de entrada de agua 
WF 
Entrada de 
agua 
T1 
FW Entrada de 
agua 
T1 
FW Entrada de 
agua 
T1 
FW Entrada de 
agua 
T1 
FW Entrada de 
agua 
T1 
FW 
1 0.685 11 0.851 21 0.999 31 1.068 41 1.114 
2 0.702 12 0.867 22 1.008 32 1.073 42 1.118 
3 0.719 13 0.883 23 1.017 33 1.078 43 1.121 
4 0.736 14 0.898 24 1.026 34 1.083 44 1.125 
5 0.753 15 0.914 25 1.032 35 1.088 45 1.128 
6 0.769 16 0.929 26 1.038 36 1.093 46 1.131 
7 0.786 17 0.945 27 1.044 37 1.097 47 1.134 
8 0.802 18 0.960 28 1.050 38 1.102 48 1.137 
9 0.819 19 0.975 29 1.056 39 1.106 49 1.140 
10 0.835 20 0.988 30 1.062 40 1.110 50 1.142 
2.3.4 Cálculo del factor de corrección por calibre y material ( )MF . 
Como el coeficiente global de transferencia de calor de referencia fue obtenida para un 
tubo limpio calibre 18 BWG material, Admiralty, para cualquier otro material, el 
coeficiente de transferencia debe ser multiplicado por el factor de corrección 
WF 
obtenida de la tabla 2.3. 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 36 
Tabla 2.3 Factor de corrección por calibre y material del tubo (FM) 
 Calibre del Tubo BWG 
Material del Tubo 25 24 23 22 20 18 16 14 12 
Admiralty Metal 1.03 1.03 1.02 1.02 1.01 1.00 0.98 0.96 0.93 
Arsenical Copper 1.04 1.04 1.04 1.03 1.03 1.02 1.01 1.00 0.98 
Copper Iron 194 1.04 1.04 1.04 1.04 1.03 1.03 1.02 1.01 1.00 
Aluminium Brass 1.03 1.02 1.02 1.02 1.01 0.99 0.97 0.95 0.92 
Aluminium Bronze 1.02 1.02 1.01 1.01 1.00 0.98 0.96 0.93 0.89 
90-10 Cu-Ni 1.00 0.99 0.99 0.98 0.96 0.93 0.89 0.85 0.80 
70-30 Cu-Ni 0.97 0.97 0.96 0.95 0.92 0.88 0.83 0.78 0.71 
Cold Rolled 1.00 1.00 0.99 0.98 0.97 0.93 0.89 0.85 0.80 
Stainless Steel 0.91 0.90 0.88 0.86 0.82 0.75 0.69 0.62 0.54 
Titanium 0.95 0.94 0.92 0.91 0.88 0.82 0.77 0.71 0.63 
UNS N08367 0.90 0.89 0.87 0.85 0.81 0.74 0.67 0.60 0.52 
UNS S43035 0.95 0.94 0.92 0.91 0.88 0.82 0.77 0.71 0.63 
UNS S44735 0.93 0.91 0.90 0.88 0.85 0.78 0.72 0.65 0.57 
UNS S44660 0.93 0.91 0.90 0.88 0.85 0.78 0.72 0.65 0.57 
2.3.5 Cálculo del área de transferencia de calor teórico teorico( )sA . 
Con la carga térmica de diseño, el coeficiente global de transferencia de calor teórico y 
la diferencia de temperatura media logarítmica se obtiene el área de transferencia de 
calor teórico. 
 teoricos
t
Q
A
U LMTD
 (2.20) 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 37 
2.3.6 Cálculo del área de transferencia de calor efectivo efectivo( )sA . 
Considerando el factor de ensuciamiento del condensador se obtiene el área de 
transferencia de calor efectivo. 
 teorico
 efectivo
s
s
c
A
A
F
 (2.21) 
2.3.7 Cálculo del área adicional de transferencia de calor del condensador. 
El área adicional de transferencia de calor debido al ensuciamiento se expresa como. 
 real teórico
 teórico
Area adicional ( )100s s
s
A A
A
 (2.22) 
El objetivo de esta área adicional de transferencia de calor es para afrontar las 
adversidades en la operación real del equipo debido a variaciones en los parámetros 
por el uso del equipo o temporada del año con respecto al teórico. 
2.3.8 Cálculo del flujo de agua de enfriamiento teórico teoricoam . 
El flujo de agua de enfriamiento teórico se calcula despejando am de las ecuaciones 
2.1 y 2.2 quedando la siguiente expresión: 
 teorico
 teorico
ln
t s
a
P
U A
m
ITD
C
TTD
 (2.23) 
Donde, 
tU es el coeficiente global de transferencia de calor cuyas unidades son. 
2 o
kW
m C
, teorico( )sA es el área de transferencia de calor teórico en 
2m , 
PC es el calor 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 38 
específico del agua de enfriamiento con unidades 
o
kJ
kg C
, ITD y TTD es la 
diferencia de temperatura inicial y terminal respectivamente y están expresados en oC . 
2.3.9 Cálculo del número de tubos del condensador ( )TN . 
Una vez que se ha determinado el área total de transferencia de calor y el calibre del 
material que se va a utilizar, se puede calcular el número de tubos del condensador por 
medio de la siguiente ecuación: 
 teoricos
T
E E
A
N
D L
, (2.24) 
En esta ecuación, sA es el área total de transferencia de calor del condensador en 
2m , 
ED es el diámetro externo del tubo y EL es la longitud efectiva del tubo 
ambos en m 
2.4 Cálculo de la eficiencia de transferencia de calor del condensador 
El desempeño térmico de un intercambiador de calor puede evaluarse a través de las 
relaciones Efectividad Térmica-Número de Unidades de Transferencia de Calor 
( )NTU . La efectividad térmica de un intercambiador de calor es la relación de la 
carga térmica que se transfiere a la máxima carga térmica que podría transferirse [8]. 
Si solo se conocen las temperaturas de entrada de ambos flujos, la metodología 
LMTD requiere un proceso iterativo, en tales condiciones es preferible utilizar el 
método del número de unidades térmicas NTU. 
Para un intercambiador de calor donde uno de los flujos se mantiene a temperatura 
constante (condensadores), la temperatura del otro lo hace en función de la distancia 
recorrida por el fluido frío. 
 1 ( )T T x , S cteT T 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia decalor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 39 
Por lo tanto, el flujo de calor también depende de la distancia recorrida por el fluido frío. 
Aprovechando las ecuaciones 2.2 y 2.3: 
( ( )) aS ctedQ UdA T T x m CpdT (2.25) 
Por lo que se puede escribir la siguiente relación, 
( ( ) )
S
cte
a p
dT UdA
T x T m C
 (2.26) 
Si se integra entre los límites T1 y T2 así como de 0 a AS se tiene: 
2
1
( )
ln
( )
cte S
cte
a p
T T UA
T T m C
. (2.27) 
 Despejando 
2T se tiene la temperatura de salida del agua de enfriamiento: 
2 1( )
S
a
UA
m Cp
cte cteT T T T e (2.28) 
El exponente de esta función es el número de unidades de transferencia de calor del 
condensador. NTU puede definirse como la proporción de la capacidad térmica de 
cambio de temperatura de un fluido al medio. 
s
a p
UA
NTU
m C
;
gasto térmico unitario del fluido caliente
gasto térmico unitario del fluido frio
 (2.29) 
Por otra parte, se sabe que el flujo de calor extraído por el flujo de agua de enfriamiento 
o sea la carga térmica es igual a: 
2 1( )a paQ m C T T (2.30) 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 40 
Cuando el agua de enfriamiento sale a la temperatura de saturación del vapor, entonces 
se tendrá el flujo de calor máximo extraído por el agua de enfriamiento, 
1max
( )a p sQ m C T T (2.31) 
Por otro lado se sabe que la eficiencia del condensador está dada por la relación 
del calor absorbido Q entre el calor máximo que puede absorber el sistema 
max
Q : 
max
Q
Q
 (2.32) 
Ahora bien, sustituyendo las ecuaciones (2.30) y (2.31) en la ecuación (2.32) se tiene, 
2 1 2 1
1
1
( ) ( )
( )( )
a p
s
a p s
m C T T T T
T Tm C T T
 (2.33) 
Entonces, sustituyendo las ecuaciones (2.28) y (2.29) en la ecuación (2.33), se tiene 
una nueva expresión de la eficiencia del condensador en función del número de 
unidades de transferencia de calor. 
1 1
1
( )
1
( )
NTU
NTUs s
s
T T T e T
e
T T
 (2.34) 
En las ecuaciones (2.27 a la 2.34) se tiene que, U es el coeficiente global de 
transferencia de calor expresado en 
2 o
kW
m C
; sA es el área de transferencia de calor 
en 
2m , m es el flujo másico de agua de enfriamiento en 
kg
s
, 
PC es el calor 
específico en 
o
kJ
kg C
, es la eficiencia del condensador, adimensional, Q es la 
carga térmica del condensador en kW . 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 41 
La figura 2.8 presenta el diagrama de flujo para la evaluación del condensador 
existente, tomando en cuenta la ecuación básica para el cálculo del coeficiente global 
de transferencia de calor de acuerdo con el Instituto de Intercambiadores de Calor 
(HEI). 
 
Figura 2.8 Diagrama de flujo del cálculo del coeficiente global de transferencia de calor. 
DATOS CONOCIDOS 
VELOCIDAD DEL AGUA EN LOS TUBOS 
CÁLCULO DEL COEFICIENTE DE 
TRANSFERENCIA DE CALOR TEÓRICO 
ECUACIÓN (2.19) 
CÁLCULO DEL COEFICIENTE DE 
TRANSFERENCIA DE CALOR BASE 
U1 OBTENIDA DE TABLA 2.1 
CÁLCULO DEL FACTOR DE CORRECCIÓN 
POR TEMPERATURA 
FW OBTENIDA DE TABLA 2.2 
CÁLCULO DEL FACTOR DE CORRECCIÓN 
POR CALIBRE Y MATERIAL 
FM OBTENIDA DE TABLA 2.3 
CÁLCULO DEL AREA DE TRANSFERENCIA 
DE CALOR TEÓRICO 
ECUACIÓN (2.20) 
DETERMINACIÓN DEL DISEÑO DE UN 
CONDENSADOR EXISTENTE DE 
ACUERDO AL HEI 
CÁLCULO DEL ÁREA DE TRANSFERENCIA 
DE CALOR ADICIONAL 
ECUACIÓN (2.22) 
CÁLCULO DEL FLUJO MASICO DE AGUA 
DE ENFRIAMIENTO TEORICO 
ECUACIÓN (2.23) 
DETERMINACION DE DATOS 
COMPLEMENTARIOS 
CÁLCULO DE LA DIFERENCIA DE 
TEMPERATURA MEDIA LOGARITMICA 
ECUACIÓN (2.4) 
CÁLCULO DEL COEFICIENTE GLOBAL DE 
TRANSFERENCIA DE CALOR DE UN 
CONDENSADOR EXISTENTE 
DATOS CONOCIDOS 
NÚMERO DE TUBOS 
LONGITUD DE LOS TUBOS 
MATERIAL DEL TUBO 
CALIBRE 
DIÁMETRO 
NUMERO DE PASOS 
FLUJO DE AGUA DE ENFRIAMIENTO 
CALOR ESPECÍFICO 
DENSIDAD 
TEMPERATURA DE ENTRADA DE AGUA 
TEMPERATURA DE SALIDA DEL AGUA 
TEMPERATURA DE SATURACIÓN 
FACTOR DE ENSUCIAMIENTO 
 
CÁLCULO DEL CALOR ABSORBIDO POR 
EL AGUA DE ENFRIAMIENTO 
 ECUACIÓN (2.10) 
CÁLCULO DEL COEFICIENTE DE 
TRANSFERENCIA DE CALOR EFECTIVO 
ECUACIÓN (2.13) 
CÁLCULO DE LA VELOCIDAD DEL 
AGUA EN LOS TUBOS 
ECUACIÓN (2.16) 
CÁLCULO DEL COEFICIENTE DE 
TRANSFERENCIA DE CALOR DE DISEÑO 
ECUACIÓN (2.15) 
COMPARAR LOS RESULTADOS 
CÁLCULO DEL NUMERO DE TUBOS 
TEÓRICO 
ECUACIÓN (2.24) 
CÁLCULO DE LA EFICIENCIA DEL 
CONDENSADOR 
ECUACIÓN (2.32) Y (2.33) 
 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 42 
2.5 Metodología de cálculo de pérdidas hidráulicas en el 
condensador: 
La estimación de las pérdidas de presión se realiza mediante el uso de gráficas, 
basadas en pruebas experimentales realizados por el Instituto de Intercambio de Calor 
(HEI) y adoptadas para el diseño de equipo térmico por la mayoría de los fabricantes 
[6]. 
Las pérdidas de presión en el flujo de agua de enfriamiento a través del condensador 
son calculadas usando las siguientes ecuaciones. 
1 2( )hT T hR L R R R (2.35) 
En esta ecuación se tienen los siguientes factores: 
hTR son las pérdidas totales de 
presión en kPa , TL es la longitud del tubo (multiplicado por el número de pasos), 
expresado en m , 
hR son las pérdidas en la tubería por unidad de longitud en 
kPa
m
, 
1R es el factor de corrección por temperatura, 2R es el factor de corrección por 
calibre del tubo seleccionado y por el diámetro. 
2.5.1 Cálculo de las pérdidas por fricción dentro de los tubos ( )hR . 
Estas pérdidas son calculadas en función de la velocidad del agua en los tubos dado en 
m
s
 y al diámetro exterior en mm , la figura 2.9 muestra las pérdidas para un tubo de 
calibre 18 BWG y temperatura media de 25 oC , expresado en 
kPa
m
 de longitud de tubo. 
2.5.2 Cálculo del factor de corrección por temperatura 1( )R . 
Si la temperatura media del agua de enfriamiento es diferente a 25 oC , las pérdidas por 
fricción deben ser corregidas por temperatura. La figura 2.10 muestra el factor de 
corrección por temperatura que se debe utilizar. 
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 43 
2.5.3 Cálculo del factor de corrección por calibre y diámetro 2( )R . 
Si el calibre de los tubos es diferente al de 18 BWG y diámetro externo diferente a 25.4 
mm , las pérdidas por fricción deben ser corregidas, la tabla 2.4 muestra el factor de 
corrección para diferentes calibres y diámetros de tubería empleado o usando la 
ecuación siguiente: 
1.75
2 1.25
0.00642
h
I
v
R R
D
 (2.34) 
En esta ecuación, se tienen los siguientes factores; v es la velocidad media del agua 
en los tubos en 
m
s
, y 
ID es el diámetro interior del tubo en m . 
 
Figura 2.9 Pérdidas hidráulicas en el condensador hR ; en función a la velocidad del agua de 
enfriamiento y al diámetro de los tubos. 
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
VELOCIDAD DEL AGUA (m/s) 
R
t 
(k
P
a
/m
)
13.875 19.050 22.225 25.400 38.100 31.750 38.100 50.800
DIAMETRO EXTERIOR EN (mm)
Capítulo 2 Metodología de cálculo de transferencia de calor en condensadores de superficie 
LABORATORIO DE INGENIERÍA TÉRMICA E HIDRÁULICA APLICADA 44 
0.88
0.90
0.92
0.94
0.96
0.98
1.00
1.02
1.04
1.06
1.08
1.10
1.12
1.14
1.16
1.18
1.20
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55
(T1 + T2) / 2
R
1
 
Figura 2.10 Factor de corrección de las pérdidas hidráulicas en el condensador 1R , en función a 
la temperatura promedio del agua de enfriamiento. 
 
Tabla 2.4