Conveccion1

Colección de Problemas
Propuestos y Resueltos de
Transmisión de Calor
Versión 2.1 (septiembre de 2003)
D = 25 mm
s = 50 mm
1
2
3
4
Gas, Tg
Aire, Ta
ext,convq 2,convq
condq
2,radqext,radq
11
1
A
1
ε
ε−
22
2
A
1
ε
ε−
2,11FA
1
3,11FA
1
3,22FA
1
0
1M
0
2M

2
Autor:Juan Francisco Coronel Toro
Profesor asociado del Grupo de Termotecnia
Dpto. de Ingeniería Energética y mecánica de Fluidos
Universidad de Sevilla
Este documento está basado en versiones anteriores desarrolladas por:
□ D. Ramón Velázquez Vila
□ D. José Guerra Macho
□ D. Servando Álvarez Domínguez
□ D. José Luis Molina Félix
□ D. David Velázquez Alonso
□ D. Luis Pérez-Lombard
□ D. Juan F. Coronel Toro
Todos ellos pertenecientes al Grupo de Termotecnia.
Parte de la información ha sido tomada de las siguientes referencias:
□ INCROPERA, F.P. y DEWITT, D.P. Fundamentos de la Transferencia de Calor. 4ª
ed. Prentice Hall, México, 1999. ISBN 970-17-0170-4.
□ HOLMAN, J.P. Transferencia de Calor. 8ª ed. McGraw-Hill Interamericana de
España S.A.U., 1998. ISBN 84-481-2040-X.
□ MILLS, A.F. Transferencia de Calor. Irwin, 1995. ISBN 84-8086-194-0.
□ CHAPMAN, A.J. Transmisión de Calor. 3ª ed. Bellisco. Librería Editorial., 1990.
ISBN 84-85198-45-5.
□ KLEIN, S.A. y ALVARADO, F.L., “Engineering Equation Solver Software (EES)”,
Academia Versión 6.271 (20-07-2001).

Colección de Problemas Propuestos y Resueltos de Transmisión de Calor
3
Índice
Índice ...................................................................................... 3
1. PROBLEMAS PROPUESTOS .......................................................... 4
1.1. Problemas propuestos de conducción ........................................ 4
1.2. Problemas propuestos de convección......................................... 8
1.3. Problemas propuestos de radiación ..........................................11
1.4. Problemas propuestos de mecanismos combinados.......................15
2. PROBLEMAS RESUELTOS ...........................................................22
2.1. Problemas resueltos de conducción..........................................22
2.2. Problemas resueltos de convección ..........................................38
2.3. Problemas resueltos de radiación ............................................51
2.4. Problemas resueltos de mecanismos combinados .........................57

4
1. PROBLEMAS PROPUESTOS
1.1. Problemas propuestos de conducción
1. El muro de una cámara frigorífica de conservación de productos congelados
consta de:
□ Revoco de cemento de 2 cm de espesor (k = 0,8 kcal/h·m°C)
□ Ladrillo macizo de 1 pie (k = 0,6 kcal/ h·m°C)
□ Corcho expandido (k = 0,05 kcal/ h·m°C)
□ Ladrillo hueco de 7 cm de espesor (k = 1,1 kcal/ h·m°C)
□ Revoco de cemento de 2 cm de espesor (k = 0,8 kcal/ h·m°C)
La temperatura del aire interior de la cámara es – 25°C y la del aire exterior 30°C.
Si las pérdidas de calor del muro de la cámara han de ser inferiores a 10 kcal/h·m2
,
determinar:
A. El coeficiente global de transmisión de calor.
B. El espesor de aislamiento (corcho) que debe colocarse.
C. La distribución de temperaturas en el muro.
Los coeficientes de película exterior e interior son 20 y 12 kcal/h m2
ºC
respectivamente.
2. Por el interior de una tubería de acero, de 17 cm de diámetro exterior y 15 cm
de diámetro interior (conductividad térmica 15 kcal/h·m°C), circula vapor saturado
a 60 kgf/cm2
de presión (T = 274°C) atravesando un local que se encuentra a
21ºC. Los coeficientes de película exterior e interior son 10 y 2.000 kcal/h·m2
°C
respectivamente. Calcular:
A. Flujo de calor por unidad de longitud.
B. Espesor de aislante (lana de roca de conductividad térmica 0,048 kcal/h·mºC)
necesario para reducir el flujo de calor a la tercera parte.
C. Espesor de aislante necesario para reducir la temperatura superficial exterior
hasta un máximo de 50ºC.
3. Considérese un muro compuesto por dos capas cuyas características son las
siguientes:
□ Capa 1: espesor 0.4 m, conductividad:
( ) [ ]K·m/WT006.019.0k1 +=
□ Capa 2: espesor 0.05 m, conductividad: K·m/W04.0k2 =
Y sometido a un flujo solar en la cara exterior de 300 W/m², esta cara se encuentra
en contacto con aire a 40°C (Coeficiente convectivo exterior 10 W/m²K). La cara
interior se encuentra en contacto con aire a 20°C (Coeficiente convectivo interior 5
W/m²K).Calcular:
A. Flujo de calor por unidad de área que atraviesa el muro.
B. Temperatura en las dos superficies extremas y en la interfase entre las dos
capas

5
4. El blindaje de un reactor nuclear está formado por una placa de aluminio de 3 cm
de espesor, seguida de una capa de hormigón de 150 cm. La resistencia de
contacto entre ambos materiales se estima en 8,6 x 10-3
h·m2
ºC/kcal. La
temperatura superficial exterior del hormigón es 40 ºC, la temperatura superficial
del aluminio es 540 ºC, y su conductividad térmica 150 kcal/h·mºC.
Se desea transportar agua a presión por un tubo empotrado en el hormigón,
sabiendo que como máximo, la temperatura del agua ha de ser 284 ºC. Determinar
la distancia de la pared interior del hormigón a la que debe colocarse el tubo,
suponiendo que la conductividad térmica del hormigón varía con la temperatura
según k = 0,73 (1 + 0,006 T) donde T viene dada en ºC y k en kcal/h·mºC.
Comparar la solución exacta con la que se obtendría considerando el valor medio de
la conductividad térmica.
5. Una tubería de acero de 36 cm de diámetro exterior, 34 cm de diámetro interior
y conductividad térmica 40 kcal/h·mºC, transporta fueloil a 50 ºC a través de un
local que se encuentra a 10 ºC. Con objeto de mantener constante la temperatura
del fueloil, se rodea la tubería con una resistencia eléctrica asimilable a una capa de
1 cm de material de conductividad térmica 200 kcal/h·mºC, y una generación
uniforme de calor G. Calcular:
A. Valor mínimo de G en kcal/h m3
para que la pérdida de calor del fuel sea nula.
B. Distribución de temperatura en la tubería y en la resistencia.
Los coeficientes de película en el exterior e interior de la tubería son 15 y 45
kcal/h·m2
ºC respectivamente.
6. El elemento combustible de un reactor nuclear está formado por placas de 10 cm
de espesor (k = 20 W/m·K) recubiertas de placas de aluminio de 5 cm ( k = 150
W/m·K). En su cara exterior el aluminio se encuentra a una temperatura impuesta
de 300 ºC.
A. Calcular la generación interna (W/m3
) que puede haber en el elemento
combustible si la temperatura máxima de las placas de aluminio no puede
sobrepasar los 450 ºC.
B. Calcular la máxima temperatura en el elemento combustible.
7. La siguiente figura muestra la distribución de densidad de flujo de calor q’’
(W/m²) en el espesor de un muro con tres capas. La conductividad de las tres
capas es constante, siendo la del material A, el doble (2k) a la del material C (k).
A. Calcular el valor de la generación volumétrica G en el material B.
B. Calcular que proporción existe entre dT/dx en el material A y el C.
C. Dibujar cualitativamente la distribución de temperatura en el muro en función
de x.

6
8. La distribución de temperatura en régimen permanente en una pared compuesta
por tres materiales diferentes, todos ellos de conductividad térmica constante, se
muestra en la figura.
A. Comentar las magnitudes relativas de q2 frente
a q3 y de q3 frente a q4.
B. Comentar las magnitudes relativas de kA frente
a kB y de kB frente a kC.
C. Dibujar el flujo de calor en función de x.
9. La pared de un cilindro está compuesta por dos capas de materiales con
conductividad kA y kB. Ambos materiales están separados por una resistencia
eléctrica muy delgada de muy alta conductividad. Por el interior de la tubería circula
un líquido a temperatura Ti y con un coeficiente de película hi. En el exterior la
temperatura y el coeficiente de película son respectivamente Te y he.
Obtener la temperatura de la resistencia eléctrica cuando el calor disipado por ésta
es nulo.
Obtener la temperatura de la resistencia eléctrica cuando el calor disipado por ésta
es q’’c (W/m²).
Te, he
Ti , hi
A B
Tc, q’’c
q’’(W/m²)
X
L L L
-100
0
50
2k k
G
A B C
4321
T
A B C
q4q3q2
x

7
10. Se separan aire y agua mediante una pared plana hecha de acero. Se propone
aumentar la razón de transferencia de calor entre estos 2 fluidos agregando aletas
rectangulares rectas de acero de 1,5 mm de espesor, 2,5 cm de longitud y
espaciadas 1 cm entre los centros. Calcular el porcentaje de aumento en la
transferencia de calor al añadir aletas en:
A. Aire exterior
B. Lado del agua
C. Ambos lados de la pared plana
El coeficiente de película en aire es 9 kcal/h·m2
ºC y en agua 200 kcal/h·m2
ºC. La
conductividad del acero es 37 kcal/h·mºC.
11. En una superficie plana de 1 x 1 m, se instalan 50 aletas. Las aletas son rectas
de espesor constante, de 8 cm de longitud y 4 mm de espesor. La eficiencia de las
aletas es 0.9. El coeficiente de película es 5 W/m2
K.
Calcular el aumento del calor transferido si se duplica el número de aletas por
metro.
Nota: Suponer que la resistencia controlante es la de convección en la superficie
aleteada.
12. Al diseñar la instalación de calefacción en una fábrica, se calculó que había que
aportar 460 kcal/h·m de tubería con agua caliente a 85 ºC circulando por su
interior, para mantener la temperatura ambiente a 24 ºC.
La fábrica dispone de tubería de hierro fundido (k = 50 kcal/h·mºC) de calibre
60/66, y de aletas anulares del mismo material y radio exterior 66 mm con un
espesor de 3 mm. Si los coeficientes de película interior y exterior son
respectivamente 1.000 y 8 kcal/hm2
ºC, se desea conocer el número de aletas
necesario para disipar el calor deseado. Suponer que la temperatura en la base de
las aletas es igual a la temperatura de la superficie del tubo sin aletear.

8
1.2. Problemas propuestos de convección
13. Una superficie plana horizontal de 1 m de ancho, se mantiene a una
temperatura uniforme de 230 ºC, mediante resistencias eléctricas controladas
independientemente. Cada resistencia tiene una longitud de 50 mm. Si sobre la
superficie circula aire atmosférico a 25 ºC, con una velocidad de 60 m/s,
determinar la resistencia que presenta un mayor consumo y el valor del mismo.
14. A menudo se dispone de agua presurizada a temperaturas elevadas, la cual se
puede usar para calefacción de locales o aplicaciones en procesos industriales. En
tales casos es normal usar un haz de tubos en el que el agua se hace pasar por
éstos, mientras que también pasa aire en flujo cruzado sobre ellos. Considérese
una disposición de los tubos cruzada con un diámetro exterior de los tubos de 16.4
mm y don los espaciados longitudinales y transversales valen SL = 34.3 mm y ST =
31.3 mm respectivamente. Hay siete filas de tubos en la dirección del flujo de aire y
ocho tubos en cada una de las filas. En condiciones de operación típicas la
temperatura superficial de los tubos es de 70°C, mientras que la temperatura del
flujo de aire a contracorrientes es de 15°C y su velocidad 6 m/s. Determine el
coeficiente de convección del lado del aire y la transferencia de calor para el haz de
tubos.
15. Aire a presión atmosférica circula a través de un banco de tubos en línea,
constituido por 15 hileras de tubos en la dirección del flujo y 20 tubos por hilera.
Los tubos tienen un diámetro de 2 cm y una longitud de 0,75 m. La relación paso
longitudinal/diámetro y paso transversal/diámetro es igual a 2. La temperatura y
velocidad del aire antes de entrar en contacto con el banco de tubos son 50 ºC y 8
m/s. Calcular la temperatura de salida del aire si los tubos se mantienen a una
temperatura uniforme de 100°C. Repetir el problema considerando que la
configuración del banco de tubos es cruzada.
16. Se desea calentar 3 kg/s de agua desde 10°C hasta 66°C, manteniendo la
temperatura de la superficie interna de la tubería a 82°C. Si el diámetro interior de
la tubería es de 5 cm, determinar:
a. Longitud de tubería necesaria para alcanzar la temperatura requerida
b. Coeficiente de transferencia de calor en la superficie.
17. Por el interior de una tubería de 1” de diámetro y 100 m de longitud, circula
agua procedente de una caldera a una velocidad de 1.5 m/s. Calcular el espesor de
aislamiento necesario (Conductividad del aislante: k=0.040 W/m·K), si la caída
máxima de temperatura permitida en el agua es de 0.5°C. La temperatura de salida
del agua de la caldera es de 90°C y el ambiente exterior se encuentra a 10°C.

9
18. La chimenea de la instalación de calefacción de un grupo de viviendas de 22 cm
de diámetro exterior, asciende 12 m por un patio exterior y se encuentra recubierta
con un aislante de 40 mm de espesor y conductividad 0,04 kcal/hm°C. Los humos
de la caldera, entran en la chimenea a 200ºC con una velocidad de 7 m/s. Calcular
la temperatura de salida de los humos cuando la temperatura exterior es de 0 ºC
en los siguientes casos :
a) Chimenea de aluminio de 1 mm de espesor con aislante.
b) Chimenea de aluminio de 1 mm de espesor sin aislante.
Determinar la pérdida horaria de calor en ambos casos.
19. Una tubería de agua de 5 cm, atraviesa en 30 m de recorrido una cámara
frigorífica que se mantiene a -25ºC. La temperatura del agua a la entrada es 12ºC.
La tubería está aislada con una coquilla de corcho de 5cm de espesor y
conductividad 0,037 kcal/hmºC. Calcular el caudal de agua mínimo si se quiere
evitar la congelación.
20. Aire caliente a 120ºC procedente de un horno, se conduce a un secadero a
través de una nave que se encuentra a una temperatura ambiente de 0ºC. El
caudal másico de aire es 0,05 kg/s y circula por el interior de un conducto
horizontal metálico de 0,15 m de diámetro. Suponiendo despreciable el intercambio
radiante, calcular:
a) La temperatura del aire después de recorrer 10 m.
b) El espesor de aislamiento (k = 0,04 W/m·K) que reduce las pérdidas de calor
al 50%.
21. Por el interior de una tubería horizontal de 3/4”, aislada con 1,5 cm de
aislamiento, circula agua a 80ºC procedente de un proceso industrial a una
velocidad de 1 m/s. El aire de la nave que recorre la tubería se encuentra a 15ºC.
Calcular la conductividad máxima del aislante para que las pérdidas de la tubería
sean inferiores a 15 kcal/hm.
Manteniendo el mismo aislante, calcular el espesor de aislante para reducir las
pérdidas de calor en un 25%. Suponer en ambos casos que el intercambio radiante
es despreciable.
22. Un conducto circular de acero de 5” de diámetro, con un aislamiento de 2 cm
de espesor, recorre un tramo vertical de 20 m por el exterior de una nave. Por el
interior del conducto circula aire a una velocidad de 5 m/s y una temperatura de
100ºC, ambas medidas en el inicio del tramo vertical. El aire exterior se encuentra
en reposo a una temperatura de 10ºC. Sobre la superficie exterior del conducto
aislado incide un flujo solar de 50 W/m2
uniformemente distribuido. Calcular la
conductividad del aislante para que las pérdidas de calor sean inferiores a 50 W/m.
Suponer que el flujo solar incidente es absorbido totalmente. Despreciar el
intercambio radiante con el resto de superficies.

10
23. El coeficiente de película en el interior de una tubería horizontal por la que
circula un fluido en régimen turbulento es 1000 W/m2
K. Calcular el nuevo
coeficiente de película si:
A. Se duplica el caudal másico del fluido
B. Se duplica la velocidad
C. Se duplica el diámetro interior de la tubería
D. Se duplica la longitud de la tubería
E. La tubería se coloca vertical
F. Se utiliza un nuevo fluido cuya conductividad es el doble de la del fluido
original, manteniendo iguales el resto de propiedades.
Suponer que el coeficiente de película es directamente proporcional al número de
Reynolds elevado a 0.8

11
1.3. Problemas propuestos de radiación
24. Calcular la energía solar recibida en la superficie de la tierra, por unidad de
superficie normal a la radiación solar. El radio del sol es 696.000 km y la distancia
media tierra-sol es de 149x109
m. Suponer que el sol se comporta como un cuerpo
negro a 5.800 K. Calcular la fracción de la radiación emitida por el sol que se
encuentra situada en la zona visible del espectro: 0,4 a 0,8 µm.
25. El proceso de fabricación de una superficie curva de absorción solar de área A2
= 15 m², consiste en la fijación de un recubrimiento especial sobre dicha superficie.
Para fijar dicho recubrimiento se cura mediante la exposición a un calentador
infrarrojo de ancho W = 1 m. El absorbedor y el calentador son cada uno de
longitud L = 10 m y se encuentran separados H = 1 m.
El calentador se encuentra a T1 = 1000 K y tiene una emisividad ε1 = 0.9, mientras
que el absorbedor está a T2 = 600 K y tiene una emisividad ε2 = 0.5. Todo el
sistema se encuentra en un local de grandes dimensiones cuyas paredes pueden
considerarse a 300 K. ¿Cuál es la transferencia neta de calor sobre la superficie de
absorción?.
H
W
Superficie absorbedora
A2, T2, ε2
Calentador
A1, T1, ε1
Paredes local
T3

12
26. Un elemento cilíndrico de calentamiento de 10 mm de diámetro y gran longitud,
se utiliza en un horno tal como se indica en la figura. La temperatura del elemento
es T1 = 1.500 K y se puede considerar como un cuerpo negro. La superficie inferior
A2 es una superficie gris difusa, con ε2 = 0,6 mantenida a una temperatura de 500
K. El resto de las superficies están constituidas por un material refractario
adiabático, con una emisividad de 0,9. La longitud del horno en dirección normal
es muy grande comparada con el ancho (w = 1 m) y la altura (h = 0,87 m).
Despreciando el intercambio por convección, determinar:
A. La potencia por unidad de longitud en W/m, que ha de suministrar el
elemento de calentamiento para mantener las condiciones de operación.
B. La temperatura de las paredes del horno.
27. Determinar la potencia radiante del calentador tubular que incide sobre el disco.
La superficie interna del calentador es negra y se encuentra a una temperatura
uniforme de 1.000 K.
φ =10 cm 5 cm
10 cm10 cm
3
w = 1
60°
h =
1
2

13
28. Un horno con un calentador radiante para el secado de piezas de metal utiliza
una banda transportadora como se muestra en la figura. La longitud de la sección
calentada es de 3 m y la temperatura del calentador es de 450 ºC. Las paredes de
los lados son adiabáticas y el conjunto banda-piezas con una emisividad de 0,8
alcanza una temperatura de 120 ºC. La superficie del calentador radiante tiene una
emisividad de 0,7. Calcúlese el calor cedido por el calentador suponiendo que los
alrededores se encuentran a 25 ºC.
¿Cuál sería dicho calor si las paredes laterales estuvieran aisladas con 15 cm de un
aislante de conductividad de 0,035 Kcal/hmºC, con una emisividad interior de 0,8 y
una exterior de 0,6?
Nota: Para el segundo apartado plantear las ecuaciones indicando un esquema de
resolución de las mismas.
29. El recinto de la figura muestra una habitación cúbica de 3 m de lado. Sobre la
mitad de una de sus paredes verticales (superficie 1) incide un flujo radiante de
100W/m2
procedente de un foco a alta temperatura. Si todas las superficies del
recinto se encuentran a 0 K calcular la potencia radiante absorbida por el suelo
(superficie 2).
Datos: El suelo es una superficie negra y todas las demás superficies tienen una
emisividad de 0.5. El factor de forma entre el suelo y el techo vale 0.2
0.5 m 1 m
Calentador Radiante
Pieza
Cinta Transportadora
1

14
30. Concéntrica con una tubería (negra a efectos radiantes) de 20 mm de diámetro
exterior se coloca un escudo de radiación cilíndrico de diámetro 60 mm y con
emisividad interna 1.02 =ε , entre ambos cilindros se ha realizado el vacío.
a) Calcular el flujo de calor que abandona la tubería por unidad de longitud, si la
temperatura exterior de la tubería es C°= 100T1 y la del escudo C°= 20T2 .
b) ¿Qué emisividad deberá tener el escudo ( 2ε′ ) para disminuir las pérdidas de
calor a la mitad?
31. En condiciones de noche despejada, no es necesario que la temperatura
ambiente sea inferior a 0ºC para que se congele una delgada capa de agua sobre el
suelo. Siendo la temperatura radiante de cielo Tc, el coeficiente de película entre la
capa de agua y el aire h, y la emisividad de la capa de agua ε, determine la mínima
temperatura de aire Tmin para que el agua no se congele.
Nota: Temperatura del suelo igual a la temperatura del agua.
32. Calcular los factores de forma de las cuatro superficies del recinto de la figura y
desarrollar las expresiones de radiosidad y flujo neto en las superficies 1 y 3,
sabiendo que sobre la superficie 3 incide un flujo radiante φ (W/m ).
Nota: El recinto es muy largo en la dirección normal al papel.
2
2
4
3
2 3
1
3
0.5m
1m
1m
2m

15
1.4. Problemas propuestos de mecanismos combinados
33. Un conducto circular con los gases de escape de una caldera cruza
verticalmente una habitación. La temperatura superficial del metal que constituye la
tubería es de 200°C. Una pared de 2 m de ancho, con baja conductividad térmica
(aislada) y negra a efectos radiantes se encuentra situada próxima a la tubería (ver
figura 1). El efecto radiante de la tubería produce grietas por dilataciones en la
pared anteriormente mencionada. Para subsanar este problema se debe mantener
la pared a una temperatura no superior a 30°C y se plantean dos soluciones
posibles:
A. Aislar exteriormente la tubería con una capa de aislante de conductividad
0.05 W/m·K negro en su cara exterior. Calcular el espesor de aislante
necesario para mantener la pared a 30°C.
B. Se coloca una placa metálica (muy alta conductividad) a modo de pantalla
de radiación tal como muestra la figura 2. La cara enfrentada a la pared se
puede considerar negra y la enfrentada a la tubería tiene una emisividad ε.
La pared desnuda de la tubería puede considerarse también negra.
Determinar ε para que la pared se siga manteniendo a 30°C.
El resto de la habitación puede suponerse un cuerpo negro a 20°C, y el aire se
encuentra a la misma temperatura.
Figura 1 Figura 2
Notas:
- Considerar todos los coeficientes de película iguales a 10 W/m²K (tubería y
pared), menos los de ambas caras de la placa metálica en el apartado 2 que serán
iguales a 5 W/m²K
- Para el cálculo de factores de forma considerar, en el apartado 1, despreciable el
espesor de aislamiento
1 m
Taire = 20°C
1 m
30°C
0,5 m
0,5 m
200°C
20°C
1 m 1 m
Taire =20°C
30°C 0,25 m
0,25 m
0,5 m
200°C
20°C

16
34. Un calentador radiante, está compuesto por un elemento calentador cilíndrico
de diámetro 5 mm y negro a efectos radiantes (superficie 1), y un reflector
parabólico, de área 0.5 m2
/m, y cuyas emisividades de las superficies interna y
externa son 0.1 y 0.8 respectivamente (superficies 2 y 3). El calentador se
encuentra en una habitación a 27ºC (superficie 4). El coeficiente de película para
todas las superficies vale 5 W/m2
K. Calcular la potencia por unidad de longitud
suministrada por el calentador si la temperatura superficial del cilindro vale
T1=1200 K.
Notas:
1. Suponer que la temperatura radiante media de las paredes del local es igual a la
del aire.
2. Suponer iguales el área interior y exterior del receptor parabólico y que éste está
constituido por una chapa metálica muy delgada.
35. El aire de un local acondicionado se encuentra a una temperatura de 20°C, en
él se encuentra situado un radiador (superficie 1) de emisividad superficial 0.9, y
una pared conectada con el exterior (superficie 2), cuya cara interior y exterior
tienen un emisividad de 0.8. La cara interior del muro (superficie 2) tiene un
coeficiente de película de hint = 3 W/m²K y en su cara exterior intercambia calor por
convección con el aire ambiente a 10°C (el coeficiente de película exterior puede
considerarse de hext = 10 W/m²K) y por radiación con los alrededores que también
pueden considerarse a una temperatura de 10°C. Las restantes superficies del
local, excepto el radiador y el muro exterior deben considerarse rerradiantes.
Calcular la temperatura superficial del radiador para que las pérdidas de calor por
conducción en el muro conectado con el exterior no superen el 80% del calor total
emitido radiantemente por el radiador.
L = 0.3
α = 135
º
Ta = 27ºC
4
1
2
3

17
La composición del muro exterior es:
Capa
Espesor
(cm)
Conductividad
(W/mK)
Enlucido de cemento 2 1.0
Ladrillo macizo 25 0.7
36. Una fila de elementos de calentamiento cilíndricos regularmente espaciados
(superficie 1) se usa para curar un recubrimiento superficial que se aplica a una de
las caras a una lámina de metal (superficie 2) colocado por debajo de los
elementos. La lámina tiene un espesor de 1 cm y una conductividad k = 30 W/m·K.
Un segundo panel (superficie 3), cuya superficie superior está bien aislada, se
coloca por encima de los elementos. Los elementos son negros y se mantienen a T1
= 600 K, mientras que la lámina tiene una emisividad ε2 = 0.5 y se mantiene a T2 =
400 K. La cavidad se llena con un gas no participativo teniendo lugar una
transferencia de calor convectiva en las superficies 1 y 2, con KW/m10h 2
1 = y
KW/m2h 2
2 = . (La convección en el panel aislado se puede despreciar).
A. Evalúe la temperatura media del gas, gT .
B. ¿Qué potencia eléctrica por unidad de longitud axial debe suministrársele a
cada elemento para mantener la temperatura establecida?
C. ¿Cuál es el coeficiente de transferencia de calor por convección en la cara
inferior de la lámina de metal (superficie 4) (ε4 = 0.5) si la temperatura del
aire en contacto directo con él y la temperatura media radiante de los
alrededores es Ta = 300 K?.
1
2
3 m
3 m
1.5 m
1.5 m
Tint = 20°C
Text = 10°C

18
37. Un conjunto de placas como las de la figura se encuentran en el interior de un
túnel de calentamiento muy largo, la parte alta del túnel es una superficie
calefactora a 80°C (superficie 3) y puede considerarse negra a efectos radiantes. La
superficie inferior (superficie 4) es también negra y se encuentra a 20°C. El aire
fluye sobre las placas a 20°C.
A. Calcule el coeficiente de película medio (supuesto el mismo en ambas caras)
sobre las placas si la cara superior (superficie 1) se encuentra a 27°C
(negra) y la inferior (superficie 2) a 25°C ( 8,02 =ε )
B. Calcule la velocidad del aire sobre la cara superior de la placa si ésta se
encuentra en convección forzada
C. Las placas están compuestas de dos capas de materiales diferentes de
espesor 1mm, la capa superior tiene una conductividad de 1W/m·K. Calcule
la conductividad del material inferior.
Nota: Considerar que las capas límites que se desarrollan sobre las superficies de
las placas no se interfieren entre sí.
.........
C80T3 °=
C20T4 °=
cm20w =
C27T1 °=
C25T2 °=
C20Taire °=
cm20H =
mm1e1 =
mm1e2 =
D = 25 mm
s = 50 mm
1
2
3
4
Gas, Tg
Aire, Ta

19
38. En una caldera para calentamiento de agua los tubos de humos tienen un
diámetro de 7 cm y una temperatura superficial igual a 385 K. A través de estos
conductos circulan los gases de escape a una temperatura de masa de 900 K. Para
mejorar la transferencia de calor desde el gas al agua, se coloca una pared delgada
de alta conductividad en el plano medio del conducto. Las propiedades físicas de los
gases pueden aproximarse usando las del aire.
1. Sin la partición y con un flujo de gases igual a 0.05 kg/s. ¿Cuál es la
transferencia de calor por unidad de longitud del conducto?.
2. Para el mismo flujo de gases que en el caso anterior y colocando la partición
(la emisividad de la superficie interior del conducto y de la partición es 0.5).
Determinar la temperatura de la partición y la transferencia de calor por
unidad de longitud del conducto.
3. Explicar físicamente a que se debe el aumento de la transferencia de calor.
a. ¿Será así para otros valores de la emisividad? Razónelo. ¿Qué valor de
la emisividad hace máxima la transferencia?
b. Si el caudal variara, ¿aumentaría siempre la transferencia de calor por
convección?. Cuando así fuere ¿en qué proporción?
39. Durante la transfusión de sangre a un paciente se utiliza un dispositivo
compuesto de dos partes: un conducto circular de caucho (k = 0.1 W/m·K) de 10
mm de diámetro interior, 14 mm de diámetro exterior y longitud 5 m, y
posteriormente un calentador de sangre.
1. Un caudal de sangre de 200 ml/min entra en el conducto a 2°C procedente
de un banco de sangre y atraviesa los 5 m de longitud en una habitación,
cuyo aire y paredes pueden considerarse a 25°C. Suponiendo que la
emisividad superficial exterior del caucho es 0.9, calcular la temperatura de
la sangre al final del conducto (Ts).
2. Posteriormente ese mismo caudal de sangre entra en un calentador de
sangre. El calentador está compuesto de una matriz sólida que se mantiene
a una temperatura constante, 40°C en nuestro caso, en la cual se encuentra
embebido el conducto. Calcular la longitud de conducto necesaria para que
la sangre salga a 37°C del calentador. El conducto embebido es metálico con
una conductividad muy alta y entre éste y la matriz existe una resistencia de
contacto de 0.001 m² K/W.
Tubo, Ts, εs
Partición, Tp, εp
Gases, Tm,g, gm&
D

20
Nota: Suponer que el flujo está completamente desarrollado y que la sangre tiene
las mismas propiedades que el agua
40. Se desean evaluar las pérdidas por enfriamiento durante la noche de un
dispositivo de concentración, cuyo esquema se representa en la figura. La superficie
inferior 1 se encuentra a 100ºC y las superficies laterales se pueden considerar
adiabáticas. La temperatura del aire ambiente exterior es de 10ºC y la temperatura
de cielo -10ºC. El aire exterior se considera en reposo. Calcular la temperatura de
las superficies laterales y las pérdidas al exterior.
0.5 m
ε=0.8
ε=0.7
ε=0.7
1 m
0.5 m
0.25 m
1
10 mm
14 mm
10 mm
RC = 0.001 m² K/W
2°C
37°C
Matriz
a 40 °C
25°C
25°C
Ts
5 m

21
41. El recinto de la figura consta de tres superficies; la superficie inferior (superficie
1) es negra y se encuentra a 50ºC, la superficie 2 es adiabática y tiene una
emisividad 0,5 y la tercera puede considerarse que no presenta resistencia a la
conducción y su emisividad es 0,8 para ambas caras. En el interior del recinto hay
aire a 25 ºC, y en el exterior del mismo la temperatura del aire es de 0 ºC, siendo
la temperatura de cielo de 10 ºC. Determinar el calor que hay que aportar o
sustraer del aire para mantener su temperatura (25 ºC).
Nota: El coeficiente de película interior se puede suponer igual a 3 W/m2
K para
todas las superficies.
42. Una de las técnicas para medir coeficientes de película consiste en pegar una
lámina metálica muy delgada sobre un material aislante y exponer la otra cara al
flujo de fluido. Sometiendo la lámina a una diferencia de potencial eléctrica, la
lámina disipa un calor uniformemente, elecP′′ . Si el espesor de aislamiento es L, la
conductividad térmica del aislante k, y las temperaturas ( bs T,T,T∞ ) se miden, el
coeficiente de película puede ser calculado.
Si C°==∞ 25TT b , W/m²2000Pelec =′′ , mm10L = , W/m·K040.0k = , Calcular:
A. El coeficiente de película cuando el fluido es agua ( C°= 27Ts ), ¿Cual será el
error relativo cometido si se supone que todo el calor disipado se transfiere
al agua por convección?
B. El coeficiente de película cuando el fluido es aire ( C°= 125Ts ), la superficie
metálica tiene una emisividad de 0.15 y los alrededores pueden suponerse a
una temperatura superficial media de 25°C. ¿Cual será el error relativo
cometido si se supone que todo el calor disipado se transfiere al aire por
convección?.
3
2
1
1 m
1 m
TA = 25ºC
T1 = 50ºC
0ºC
- 10ºC
bT
Lámina ( selec T,P ′′ )
L Aislamiento (k)
h,T∞

22
2. PROBLEMAS RESUELTOS
2.1. Problemas resueltos de conducción
1 (Conducción, analogía eléctrica)
El muro de una cámara frigorífica de conservación de productos congelados, se constituirá
del modo siguiente:
□ Revoco de cemento de 2 cm de espesor (k = 0.8 kcal/h·m°C)
□ Un pie (25 cm) de ladrillo macizo (k = 0.6 kcal/h·m°C)
□ Pantalla antivapor de 1.2 cm de espesor (k = 0.4 kcal/h·m°C)
□ Corcho expandido (k = 0.05 kcal/h·m°C)
□ 7 cm de ladrillo hueco (k = 1.1 kcal/h·m°C)
□ Revoco de cemento de 2 cm de espesor (k = 0.8 kcal/h·m°C)
Siendo la temperatura interior -25°C y la del exterior 30°C.
Si las pérdidas horarias por unidad de área del muro, se evalúan por motivos económicos
en 10 kcal/h·m², determinar:
a. El coeficiente global de transmisión de calor del muro
b. El espesor de corcho que debe colocarse
c. La distribución de temperaturas en el muro
Se tomarán como coeficientes de transmisión de calor por convección exterior e interior 20
y 12 kcal/h·m²°C, respectivamente.
Solución:
Datos:
Capa
1 2 3 4 5 6
Espesor (cm) 2 25 1.2 ¿? 7 2
Conductividad (kcal/h·m°C) 0.8 0.6 0.4 0.05 1.1 0.8
- Temperaturas: C25TC30T intext °−=°=
- Coeficientes de película: C²m·h/kcal12hC²m·h/kcal20h intext °=°=
- Flujo de calor por unidad de área: ²m·h/kcal10q =′′
Incógnitas:
a. Coeficiente global de transmisión de calor: U
b. Espesor de la capa de corcho: 4e
c. Distribución de temperaturas en el muro.

23
Esquema:
Desarrollo:
a. Coeficiente global de transmisión de calor:
( )
( )
C²m·h/kcal182.0
TT
q
U;TTUq
intext
intext °=
−
′′
=−=′′
b. Espesor de aislante:
Utilizando la analogía eléctrica en conducción:
( ) ( )
int6
6
5
5
4
4
3
3
2
2
1
1
ext
intext
i
i
intext
h
1
k
e
k
e
k
e
k
e
k
e
k
e
h
1
TT
R
TT
q
+++++++
−
=
′′
−
=′′
∑
En la ecuación anterior la única incógnita es el espesor de corcho:
cm03.24e4 =
Las resistencias asociadas a cada una de las capas son las siguientes:
Capa
ext 1 2 3 4 5 6 int
Resistencia (m²°C·h/kcal) 0.05 0.025 0.417 0.03 4.81 0.064 0.025 0.083
Podemos observar que la resistencia asociada a la capa de aislamiento (corcho) es
mucho más importante que las restantes. Es por tanto la “resistencia controlante”
c. Distribución de temperaturas:
Si expresamos el flujo de calor entre capas consecutivas podemos ir obteniendo las
temperaturas de cada una de las superficies:
extT 1T 2T 3T 4T 5T 6T 7T intT
q′′

24
( ) C5.29T;
h
1
TT
q 1
ext
1ext
°=
−
=′′
( ) C25.29T;
k
e
TT
q 2
1
1
21
°=
−
=′′
etc...
Superficies
ext 1 2 3 4 5 6 7 int
Temperatura (°C) 30 29.5 29.3 25.1 24.8 -23.3 -23.9 -24.2 -25

25
2 (Conductividad variable)
Considérese un muro compuesto por dos capas cuyas características son las siguientes:
Capa 1: espesor 0.4 m, conductividad: ( ) [ ]K·m/WT006.019.0k1 +=
Capa 2: espesor 0.05 m, conductividad: K·m/W04.0k2 =
Y sometido a un flujo solar en la cara exterior de 300 W/m², esta cara se encuentra en
contacto con aire a 40°C (Coeficiente convectivo exterior 10 W/m²K). La cara interior se
encuentra en contacto con aire a 20°C (Coeficiente convectivo interior 5 W/m²K)
Calcular:
a. Flujo de calor por unidad de área que atraviesa el muro.
b. Temperatura en las dos superficies extremas y en la interfase entre las dos capas
Solución:
Datos:
- Capa 1: ( ) [ ]K·m/WT006.019.0km4.0e 11 +==
- Capa 2: K·m/W04.0km05.0e 22 ==
- Condición de contorno exterior: K²m/W10hC40T²m/W300q extextsol =°==′′
- Condición de contorno interior: K²m/W5hC20T intint =°=
Incógnitas:
a. Flujo de calor por unidad de área que atraviesa el muro: q′′
b. Temperatura de las superficies: 321 T,T,T
Esquema:
extT 1T 2T 3T intT
q′′
solq′′
exth inth

26
Desarrollo:
a. Flujo de calor por unidad de área que atraviesa el muro:
La ecuación diferencial en la capa 1 será la siguiente:
( ) ( ) ( )
dx
dT
Tkq;cte
dx
dT
Tk;0
dx
dT
Tk
dx
d
−=′′==





El flujo de calor por unidad de área debe ser constante. La conductividad es
variables con la temperatura siguiendo una ley lineal del tipo: ( ) ( )T1kTk 0 β+= . Si
integramos la ecuación anterior para toda la capa 1:
( )∫∫ β+=′′−
2
1
1 T
T
0
e
0
dTT1kdxq
( ) ( ) ( ) ( )( ) ( )[ ]med12012120120
2
1
2
201201 T1TTkTTTT
2
kTTkTT
2
kTTkeq β+−=+−
β
+−=−
β
+−=′′−
[ ]( ) ( )12med12med01 TTkTTT1keq −=−β+=′′−
Ahora impondremos las dos condiciones de contorno:
( ) qqTTh0x sol1extext
′′=′′+−→=
Esta condición de contorno podemos expresarla como si fuera una condición de
contorno puramente convectiva contra una temperatura equivalente (Temperatura
sol-aire) de 70°C
( ) qTThT
h
q
Th0x 1aire,solext1
ext
sol
extext
′′=−=








−




 ′′
+→=
En el otro contorno la condición será:
int2
2
int2
1
h
1
e
k
TT
qex
+
−
=′′→=
Tenemos pues 3 ecuaciones con 3 incógnitas ( q,T,T 21
′′ ):
( )12
12
01 TT
2
TT
1keq −










 +
β+=′′− (1)
( ) sol1extext qTThq ′′+−=′′ (2)
int2
2
int2
h
1
e
k
TT
q
+
−
=′′ (3)
Igualando la ecuación (2) con la (3) e introduciendo la (2) en la (1) tenemos 2
ecuaciones con 2 incógnitas:
( )
int2
2
int2
sol1extext
h
1
e
k
TT
qTTh
+
−
=′′+−
( )( ) ( )12
12
0sol1extext1 TT
2
TT
1kqTThe −










 +
β+=′′+−−

27
Si despejamos en la primera T2 y lo introducimos en la segunda tendremos una
ecuación cuadrática en T1:
²m/W7.26qC72.58TC33.67T 21 =′′°=°=
Finalmente podemos calcular la temperatura en la superficie 3:
C34.25T;
h
1
TT
q 3
int
int3
°=
−
=′′
Si pintamos la distribución de temperaturas será la siguiente:
T1
T2
T3
Tint
Text

28
3 (Generación)
Una tubería de acero de 36cm de diámetro exterior, 34cm de diámetro interior y
conductividad térmica 40 kcal/h·m°C, transporta fueloil a 50°C a través de un local que se
encuentra a 10°C. Con objeto de mantener constante la temperatura del fueloil, se rodea la
tubería con una resistencia eléctrica asimilable a una capa de 1 cm de material de
conductividad térmica 200 cal/h·m°C, y una generación uniforme de calor G. Calcular:
A. Valor mínimo de G en kcal/h·m3
para que la pérdida de calor del fuel sea nula.
B. Distribución de temperatura en la tubería y en la resistencia.
Los coeficientes de película en el exterior e interior de la tubería son 15 y 45 kcal/h·m2
°C
respectivamente.
Solución:
Datos:
- Capa 1 (tubería acero): Cm·h/kcal40km36.0Dm34.0D t21 °===
- Capa 2 (resistencia eléctrica): Cm·h/kcal200km38.0D R3 °==
- Condición de contorno exterior: C²m·h/kcal15hC10T extext °=°=
- Condición de contorno interior: C²m·h/kcal45hC50T intint °=°=
Incógnitas:
A. Generación de calor volumétrica en la resistencia: G, para que las pérdidas sean
nulas
B. Distribución de temperaturas: T(r).
Esquema:
Tint, hint
Text, hext
G
D1D2D3
T1
T2
T3

29
Desarrollo:
A. G, para que la pérdidas sean nulas:
Para que las pérdidas de calor del fueloil sean nulas es necesario que el calor por
convección en el interior de la tubería sea cero, o lo que es lo mismo, que no exista
diferencia de temperaturas entre el fluido y la superficie interna del acero:
C50TT 1int °==
Podemos decir también, que como la capa de acero no tiene generación interna el
flujo de calor por conducción (q) a través de ella debe ser constante y como en la
superficie interior es cero, debe ser cero en toda la capa cilíndrica, o lo que es lo
mismo la temperatura debe ser constante en toda la capa de acero, e igual a la del
fueloil:
C50TTT 21int °===
Para la segunda capa tenemos generación y por tanto la ecuación general de
transmisión de calor en este medio es:
0G
dr
dT
rk
dr
d
r
1
2 =+





Con condiciones de contorno:
0
dr
dT
krr
2r
22 =−→=
)TT(h
dr
dT
krr ext3ext
r
23
3
−=−→=
Integrando la ecuación diferencial una vez e imponiendo la primera condición de
contorno, tendremos:
2
211
2
21
2
2 r
2
G
C;Cr
2
G
0;Cr
2
G
dr
dT
rk =+−=+−=
( )2
2
2
2 rr
2
G
dr
dT
rk −−=
Integrando una segunda vez tendremos:
( ) 2
2
2
2
2
2
2
2
Crlnr
2
r
k2
G
T;dr
r
r
r
k2
G
dT +







−−=







−−= ∫∫
Si imponemos la segunda condición de contorno:
( ) ( ) 







−+







−−=−=







−=− ext23
2
2
2
3
2
extext3ext
3
2
2
3
r
2 TCrlnr
2
r
k2
G
hTTh
r
r
r
2
G
dr
dT
k
3
( ) ext3
2
2
2
3
23
2
2
3
ext
2 Trlnr
2
r
k2
G
r
r
r
h2
G
C +







−+







−=

30
Luego:
( ) ( ) ( ) ext
3
2
2
3
ext
3
2
2
2
3
2
2
2
2
2
T
r
r
r
h2
G
rlnr
2
r
k2
G
rlnr
2
r
k2
G
rT +







−+







−+







−−=
Si ahora imponemos que la temperatura en la cara interior tiene que ser 50°C
Tendremos una ecuación de la cual obtenemos el valor de la generación:
( ) ( ) ext
3
2
2
3
ext
3
2
2
2
3
2
2
2
2
2
2
2
2 T
r
r
r
h2
G
rlnr
2
r
k2
G
rlnr
2
r
k2
G
C50T +







−+







−+







−−=°=
³m·h/kcal61598G =
B. Distribución de temperaturas:
Y por tanto la distribución de temperaturas será:
( ) ( ) [ ]C05.61rln5r77rT 2
°++−=
T3
Text
T(°C)
T1
T2
r (m)r3r2r1

31
4 (Cuestión)
La siguiente figura muestra la distribución de densidad de flujo de calor q’’ (W/m²) en el
espesor de un muro con tres capas. La conductividad de las tres capas es constante, siendo
la del material A, el doble (2k) a la del material C (k).
A. Calcular el valor de la generación volumétrica G en el material B.
B. Calcular que proporción existe entre dT/dx en el material A y el C.
C. Dibujar cualitativamente la distribución de temperatura en el muro en función de x.
Solución:
Datos:
- Capa A: k2kA = , Capa C: kkC =
- Espesores: Leee CBA ===
- Distribución de flujo de calor por unidad de área: ( )xq′′
Incógnitas:
A. Generación de calor volumétrica en el material B: G.
B.
dx
dT
dx
dT CA
C. Dibujar cualitativamente: T(r).
Desarrollo:
A. G en el material B:
Si realizamos un balance de energía en la capa B, tendremos (debemos suponer
que los flujos de calor son positivos en la dirección creciente de la coordenada x):
³m/W
L
150
L
qq
G;AqLAGAq CA
CA =
′′+′′−
=′′=+′′
B. Proporción entre dT/dx en el material A y en el C:
q’’(W/m²)
X
L L L
-100
0
50
2k k
G
A B C

32
k
50
k2
100
k
q
dx
dT
;
dx
dT
kq
A
AAA
AA ==
′′
−=−=′′
k
50
k
q
dx
dT
;
dx
dT
kq
C
CCC
CC −=
′′
−=−=′′
Luego las derivadas en ambos medios son de igual valor y signo contrario:
dx
dT
dx
dT
;1
dx
dT
dx
dT CACA
−=−=
C. Distribución de temperaturas:
La ecuación diferencial en el medio B es la siguiente:
0
K
G
dx
Td
;0G
dx
dT
k
dx
d
B
2
2
B =+=+





Luego la distribución de temperaturas tendrá forma de polinomio de 2º orden
(parábola):
( ) 21
2
B
CxCx
K2
G
xT ++−=
El flujo de calor será:
( ) 1BB CkxG
dx
dT
kxq −=−=′′
Si imponemos condiciones de contornor:
( )
B
11B
k
100
C;100Ck;1000q0x =−=−−=′′→=
( )
L
150
G;50100GL;50LqLx ==−=′′→=
La temperatura tendrá un máximo donde el flujo sea igual a 0:
( ) ( ) L
3
2
L
150
100
x0xq;100x
L
150
xq ==→=′′−=′′
T(°C)
x
L L L
G
A
B
C
L
3
2

33
5 (Aletas)
Se separan aire y agua mediante una pared plana hecha de acero. Se propone aumentar la
razón de transferencia de calor entre estos 2 fluidos agregando aletas rectangulares rectas
de acero de 1,5 mm de espesor, 2,5 cm de longitud y espaciadas 1 cm entre los centros.
Calcular el porcentaje de aumento en la transferencia de calor al añadir aletas en:
A. Aire exterior
B. Lado del agua
C. Ambos lados de la pared plana
El coeficiente de película en aire es 9 kcal/h·m2
ºC y en agua 200 kcal/h·m2
ºC. La
conductividad del acero es 37 kcal/h·mºC.
Solución:
Datos:
- Lado del aire: C²m·h/kcal9ha °=
- Lado del agua (w): C²m·h/kcal200hw °=
- Conductividad del acero de la pared y las aletas: Cm·h/kcal37k °=
- Dimensiones de aletas: mm5.1;cm1S;cm5.2L =δ==
Incógnitas:
A. Porcentaje de aumento de la transferencia de calor con aletas en el aire
B. Porcentaje de aumento de la transferencia de calor con aletas en el agua
C. Porcentaje de aumento de la transferencia de calor con aletas en ambos lados
Esquema:
S = 0.01 m
δ = 0.0015 m
L = 0.025 m
Elemento
repetitivo

34
Desarrollo:
Calculemos en primer lugar la transferencia a través de la pared sin aletas:
[ ]²m·h/kcalT612.8
h
1
h
1
T
q
wa
sin ∆=
+
∆
=′′
Hemos supuesto que la resistencia asociada a la capa acero es despreciable frente
a las resistencias convectivas.
A. Aletas en el aire:
El flujo de calor en este caso será:
sinwstotala
aire
Ah
1
Ah
1
T
q
+
η
∆
=
Donde la eficiencia global de la superficie aleteada se calcula como:
total
paa
s
A
AA +η
=η
Si calculamos las áreas para el elemento repetitivo tendremos los siguientes
valores:
Área de aleta: ( ) [ ]²mWL2Aa δ+=
Área primaria: ( ) [ ]²mWSAp δ−=
Área Total: ( ) [ ]²mWL2SAtotal +=
Área del lado del agua: [ ]²mWSAsin =
Siendo W la longitud perpendicular al plano del dibujo
Al ser una aleta recta la eficiencia de aleta puede calcularse como:
( ) m02575.02/LL,01.18
k
h2
mDonde934.0
Lm
Lmtgh
c
a
C
C
a =δ+==
δ
===η
Por tanto 9433.0
A
AA
total
paa
s =
+η
=η y [ ]h/kcalTW4028.0
Ah
1
Ah
1
T
q
sinwstotala
aire ∆=
+
η
∆
=
El flujo de calor sin aletas para cada unidad repetitiva será:
[ ]h/kcalTW08612.0TWS612.8qsin ∆=∆=
y por tanto el porcentaje de aumento es: 368%
B. Aletas en el agua:
sinastotalw
agua
Ah
1
Ah
1
T
q
+
η
∆
=

35
La obtención de la eficiencia global de la superficie aleteada se obtiene igual que
antes pero usando el coeficiente de película del agua:
( ) m02575.02/LL,9.84
k
h2
mDonde446.0
Lm
Lmtgh
c
w
C
C
a =δ+==
δ
===η
Por tanto 5245.0
A
AA
total
paa
s =
+η
=η y
[ ]h/kcalTW08873.0
Ah
1
Ah
1
T
q
sinastotalw
agua ∆=
+
η
∆
=
Por tanto el porcentaje de aumento es: 3%
B. Ambos lados:
[ ]h/kcalTW4712.0
Ah
1
Ah
1
T
q
a,stotalaw,stotalw
ambos ∆=
η
+
η
∆
=
Con lo cual el aumento con respecto a la situación inicial es del: 447%.

36
6 (Cuestión)
La pared de un cilindro está compuesta por dos capas de materiales con conductividad kA y
kB. Ambos materiales están separados por una resistencia eléctrica muy delgada de muy alta
conductividad. Por el interior de la tubería circula un líquido a temperatura Ti y con un
coeficiente de película hi. En el exterior la temperatura y el coeficiente de película son
respectivamente Te y he.
A. Obtener la temperatura de la resistencia eléctrica cuando el calor disipado por ésta
es nulo.
B. Obtener la temperatura de la resistencia eléctrica cuando el calor disipado por ésta
es q’’c (W/m²).
Solución:
Datos:
- Capa A: Ak , Capa B: Bk
- Resistencia eléctrica muy delgada de alta conductividad que genera: [ ]²m/Wqc
′′
- Condición de contorno exterior: ee h,T
- Condición de contorno interior: ii h,T
Incógnitas:
A. cT cuando 0qc =′′
B. cT cuando 0qc ≠′′
Desarrollo:
A:
Utilizando la analogía eléctrica de conducción, podemos expresar el flujo de calor
desde la superficie intermedia hacia el interior y hacia el exterior:
( ) ( )
Lk2
r/rln
Lr2h
1
TT
Lk2
r/rln
Ah
1
TT
q
B
ic
ii
ic
B
ic
ii
ic
i
π
+
π
−
=
π
+
−
=
( ) ( )
Lk2
r/rln
Lr2h
1
TT
Lk2
r/rln
Ah
1
TT
q
A
ce
ee
ec
A
ce
ee
ec
e
π
+
π
−
=
π
+
−
=
Te, he
Ti , hi
A B
Tc, q’’c

37
Ambos han sido expresados como flujos salientes de la superficie intermedia, luego
la suma de ambos debe ser igual a cero: 0qq ei =+
Si despejamos la temperatura de la interfase de la expresión anterior tendremos:
( ) ( )
( ) ( )
A
ce
eeB
ic
ii
A
ce
ee
e
B
ic
ii
i
c
k
r/rln
rh
1
1
k
r/rln
rh
1
1
k
r/rln
rh
1
T
k
r/rln
rh
1
T
T
+
+
+
+
+
+
=
B:
Para el caso de que exista una generación de energía superficial el balance de
energía en esa superficie sería el siguiente:
Lr2qqq ccei π′′=+
Y por tanto al despejar la temperatura tendríamos:
( ) ( )
( ) ( )
A
ce
eeB
ic
ii
A
ce
ee
e
B
ic
ii
i
cc
c
k
r/rln
rh
1
1
k
r/rln
rh
1
1
k
r/rln
rh
1
T
k
r/rln
rh
1
T
rq
T
+
+
+
+
+
+
+′′
=

38
2.2. Problemas resueltos de convección
7 (Convección forzada flujo externo)
Una superficie plana horizontal de ancho w = 1 m, se mantiene a una temperatura
uniforme de 230°C, mediante el uso de resistencias eléctricas controladas
independientemente. Cada resistencia tiene una longitud de 50 mm. Si sobre la superficie
circula aire atmosférico a 25°C, con una velocidad de 60 m/s, determinar la resistencia que
presenta un mayor consumo y el valor del mismo.
Solución:
Datos:
- Flujo externo de aire a presión atmosférica: C25Ts/m60u °== ∞∞
- Temperatura superficial: C230Ts °=
- Longitudes: m05.0Lm1w i ==
Incógnitas:
La resistencia i-esima presenta la mayor potencia eléctrica, calcular cual es “i” y y
cuanto vale esta potencia iq .
Esquema:
Hipótesis:
- Régimen permanente
- Efectos de radiación despreciables
- Superficie inferior de la placa adiabática
s/m60u
C25T
=
°=
∞
∞
q1 q2 q3 q4 q5 q6
C230Ts °=
mm50Li =

39
Desarrollo:
La potencia eléctrica consumida por cada una de las resistencias será cedida por
convección al aire, debido a que la cara inferior de la placa se encuentra
perfectamente aislada. Por tanto, buscar la placa con máxima potencia eléctrica es
lo mismo que buscar la placa con flujo de calor por convección máximo.
Veamos primero donde se produce la transición a régimen turbulento:
Las propiedades en las correlaciones de convección forzada flujo externo se evalúan
en la mayoría de los casos a la temperatura media de película:
C5.127
2
TT
T s
mp °=
+
= ∞
Propiedades del aire a 127.5°C (Tabla 4.4.1)







=
=
=ρ
=µ
−
−
706.0Pr
K·m/W10·88.32k
³m/kg881.0
²m/s·N10·95.22
3
6
217.0
u
Re
x;500000
xu
Re cr
cr
cr
cr =
ρ
µ
==
µ
ρ
=
∞
∞
La transición se produce por tanto en el 5º elemento calentador.
El flujo de calor transferido en cada uno de los elementos será el siguiente:
( )∞−= TTLwhq siii
Por tanto, el flujo de calor será máximo allí donde el coeficiente de película
promedio sea máximo. Si recordamos como varía el coeficiente de película sobre
una placa plana flujo externo, concluimos que sólo existen tres posibilidades:
x
h
( )xh

40
1. Calentador nº 1: Corresponde al mayor coeficiente de convección local en
régimen laminar
2. Calentador nº 5: Se produce la transición al turbulento y aparece el mayor
coeficiente de convección local en régimen turbulento.
3. Calentador nº 6: Al ser todo el calentador turbulento puede ocurrir que el
promedio sea mayor que el anterior.
Calentador nº 1:
En este calentador la corriente es laminar y a temperatura superficial constante,
por tanto podemos usar la correlación Polhausen (nº 5, tabla 6.1):
K²m/W94.131
L
kNu
h
64.200Pr
Lu
664.0PrRe664.0
k
Lh
Nu
1
1
1
3/1
5.0
13/15.0
1
11
1
==
=





µ
ρ
=== ∞
( ) W1352TTLwhq s111 =−= ∞
Calentador nº 5:
El calor cedido en este elemento calefactor lo calcularemos por diferencia:
( ) ( ) ( ) ( )∞−−−−∞−−∞−−−− −−=−−−=−= TTwLhLhTTLwhTTLwhqqq s41415151s4141s515141515
K²m/W97.65
L
kNu
h
29.401Pr
Lu
664.0PrRe664.0
k
Lh
Nu
41
41
41
3/1
5.0
413/15.0
41
4141
41
==
=





µ
ρ
===
−
−
−
−∞
−
−−
−
Al final del elemento quinto ya hemos entrado en zona turbulenta y por tanto
debemos usar otra correlación (nº 9, tabla 6.1):
( )
K²m/W80.73
L
kNu
h
12.561Pr871
Lu
037.0Pr871Re037.0
k
Lh
Nu
51
51
51
3/1
8.0
513/18.0
51
5151
51
==
=








−





µ
ρ
=−==
−
−
−
−∞
−
−−
−
( ) ( ) W1077TTwLhLhqqq s4141515141515 =−−=−= ∞−−−−−−
Calentador nº 6:
De forma similar obtenemos la potencia disipada por el sexto elemento restando al
calor total entre el primer y el sexto elemento, el calor entre el primer y el quinto
elemento:
( ) ( )∞−−−−−− −−=−= TTwLhLhqqq s5151616151616

41
( )
K²m/W50.84
L
kNu
h
02.771Pr871
Lu
037.0Pr871Re037.0
k
Lh
Nu
61
61
61
3/1
8.0
613/18.0
61
6161
61
==
=








−





µ
ρ
=−==
−
−
−
−∞
−
−−
−
( ) ( ) W1414TTwLhLhqqq s5151616151616 =−−=−= ∞−−−−−−
Por tanto el elemento con máxima pérdida de calor es sexto elemento:
W1077qW1352qW1414q 516 =>=>=

42
8 (Convección forzada flujo interno)
Se desea calentar 3 kg/s de agua desde 10°C hasta 66°C, manteniendo la temperatura de la
superficie interna de la tubería a 82°C. Si el diámetro interior de la tubería es de 5 cm,
determinar:
a. Longitud de tubería necesaria para alcanzar la temperatura requerida
b. Coeficiente de transferencia de calor en la superficie.
Solución:
Datos:
- Caudal de agua: s/kg3m =&
- Condiciones de entrada y salida del agua: C66TC10T sal,ment,m °=°=
- Temperatura de la superficie interior del conducto: C82Tsup °=
- Diámetro interior del conducto: m05.0Di =
Incógnitas:
a. Longitud de la tubería: L
b. Coeficiente de transferencia de calor en la superficie: h
Esquema:
Hipótesis:
Desarrollo:
a. Longitud de la tubería: L
Realizando un balance de energía sobre el volumen de agua podemos calcular el
calor ganado por esta:
L x(m)
3 kg/s
10°C
3 kg/s
66°C
10°C
66°C
82°C
T (°C)

43
( ) kW232.701TTcmq ent,msal,mp =−= &
Donde el calor específico del agua líquida se ha evaluado a la temperatura media
entre la entrada y la salida 38°C K·kg/kJ174.4cp = (Tabla 4.5 de la colección de
tablas, gráficas y ecuaciones de transmisión de calor)
La ecuación de transferencia para un conducto con temperatura superficial
constante dice:
( ) ( ) C232.37
TT
TT
ln
TTTT
T
T
ln
TT
DTLMT
TLDhTAhq
sal,msup
ent,msup
sal,msupent,msup
sal
ent
salent
lm
lmilm
°=








−
−
−−−
=






∆
∆
∆−∆
==∆
∆π=∆=
Calculo del coeficiente de película:
Las propiedades en las correlaciones de convección forzada flujo interno se evalúan
en la mayoría de los casos a la temperatura media de masas:
C38
2
TT
T sal,ment,m
med,m °=
+
=
Propiedades del agua a 38°C (Tabla 4.5)







=
=
=ρ
=µ
−
−
521.4Pr
K·m/W10·7.627k
³m/kg993
²m/s·N10·6.678
3
6
5
i
D 10·126.1
D
m4
Re =
µπ
=
&
El régimen es claramente turbulento (mayor que 2300), Realizamos la hipótesis de
flujo completamente desarrollado L/D>10, que comprobaremos posteriormente.
Utilizando la correlación de Dittus-Boelter (correlación 27, Tabla 6.6):
K²m/W5805h;PrRe023.0
k
Dh
Nu 4.08.0
D
i
D ===
Volviendo a la ecuación de transferencia despejamos la longitud de tubería
necesaria:
m65.20
TDh
q
L
lmi
=
∆π
=
L/D = 413, por tanto la hipótesis de flujo completamente desarrollado es válida.
Se propone utilizar alguna otra correlación válida para este caso y comparar los
resultados.

44
9 (Convección forzada, banco de tubos)
A menudo se dispone de agua presurizada a temperaturas elevadas, la cual se puede usar
para calefacción de locales o aplicaciones en procesos industriales. En tales casos es normal
usar un haz de tubos en el que el agua se hace pasar por éstos, mientras que también pasa
aire en flujo cruzado sobre ellos. Considérese una disposición de los tubos cruzada con un
diámetro exterior de los tubos de 16.4 mm y don los espaciados longitudinales y
transversales valen SL = 34.3 mm y ST = 31.3 mm respectivamente. Hay siete filas de tubos
en la dirección del flujo de aire y ocho tubos en cada una de las filas. En condiciones de
operación típicas la temperatura superficial de los tubos es de 70°C, mientras que la
temperatura del flujo de aire a contracorrientes es de 15°C y su velocidad 6 m/s. Determine
el coeficiente de convección del lado del aire y la transferencia de calor para el haz de
tubos.
Solución:
Datos:
- Condiciones del aire a la entrada: C15TTs/m6u ent °=== ∞∞
- Temperatura superficial de los tubos: C70Tsup °=
- Geometría del haz de tubos: m0313.0Sm0343.0Sm0164.0D TLe ===
- Nº de filas: 7
- Nº de tubos: 8
Incógnitas:
a. Coeficiente de película medio del lado del aire: h
b. Calor total transferido en el haz de tubos: q
Esquema:
Hipótesis:
6 m/s
15°C
C70Tsup °=

45
Desarrollo:
Para obtener e coeficiente de película medio usaremos la correlación nº 17 de la
tabla 6.5:
( ) 4/1
s
36.0m
max,D21D PrPr/PrReCCNu =
Donde todas las propiedades del fluido se evalúan a la temperatura del fluido
menos Prs que se evalúa a la temperatura de la superficie. Teóricamente
deberíamos evaluar las propiedades a la temperatura media del fluido entre la
entrada y la salida, comenzaremos por evaluarlas a la temperatura de entrada y
más tarde recalcularemos las mismas si la temperatura de salida es
sustancialmente diferente a la de entrada:
Propiedades del aire seco a 15°C (Tabla 4.5)







=
=
=ρ
=µ
−
−
7323.0Pr
K·m/W10·76.24k
³m/kg225.1
²m/s·N10·02.18
3
6
A la temperatura de la superficie 70°C: 7177.0Prs =
El Reynolds está basado en la máxima velocidad alcanzada por el aire:
La máxima velocidad se producirá en el lugar de sección de paso mínima:
( ) ( ) wmm9.14wDSA extT1 =−=
mm7.37S;
2
S
SS D
2
T2
L
2
D =





+=
( ) ( ) wmm6.42wDS2A extD2 =−=
Por tanto la velocidad máxima se produce en la sección A1:
( ) s/m6.12
DS
S
v;DSvSu
extT
T
maxextTmaxT =
−
=−=∞
14047
Dv
Re extmax
max,D =
µ
ρ
=
SL
ST
D
∞u
SD
A1
A2

46
Este valor está dentro de los límites de la correlación usada y si miramos las
constantes de la correlación valdrán:
)4.5.6Tabla(95.0C2 =
( ) )3.5.6Tabla(6.0m;3438.0S/S35.0C;2915.0
S
S 5/1
LT1
L
T
===<=
( )
K²m/W45.136
D
kNu
h;
k
Dh
Nu
376.90PrPr/Pr·Re95.0·3438.0Nu
ext
Dext
D
4/1
s
36.06.0
max,DD
===
==
Flujo de calor:
Un balance de energía sobre la corriente de aire diría que:
( )entsalp TTcmq −= &
El flujo de calor sobre un intercambiador a temperatura superficial constante puede
establecerse también como:
( ) ( )






∆
∆
−
=








−
−
−−−
=






∆
∆
∆−∆
==∆
∆=
sal
ent
entsal
salsup
entsup
salsupentsup
sal
ent
salent
lm
lmext
T
T
ln
TT
TT
TT
ln
TTTT
T
T
ln
TT
DTLMT
TAhq
( )
p
ext
cm
Ah
sal
ent
p
ext
sal
ent
entsalp
sal
ent
entsal
ext
e
T
T
;
cm
Ah
T
T
ln
TTcm
T
T
ln
TT
Ahq
&
&
&
=
∆
∆
=





∆
∆
−=






∆
∆
−
=
Área exterior de transferencia de calor:
²mw·88.2NwDA textext =π=
Caudal de aire:
( ) s/kgw·9.1w2/DS8um extT =+ρ= ∞
&
Luego la temperatura de salida valdrá:
C21.25Tsal °=
Y por tanto: ( ) kWw·53.19TTcmq entsalp =−= &
Deberíamos rehacer el problema calculando las propiedades a la temperatura media
del fluido: C1.20
2
TT
T entsal
med °=
+
= , pero el cambio es pequeño y el coeficiente de
película saldrá aproximadamente el mismo.

47
10 (Convección forzada + libre, conducto circular)
Por el interior de una tubería de 1” de diámetro y 100 m de longitud, circula agua
procedente de una caldera a una velocidad de 1.5 m/s. Calcular el espesor de aislamiento
necesario (Conductividad del aislante: k = 0.040 W/m·K), si la caída máxima de
temperatura permitida en el agua es de 0.5°C. La temperatura de salida del agua de la
caldera es de 90°C y el ambiente exterior se encuentra a 10°C.
Solución:
Datos:
- Condiciones del agua a la entrada: C90Ts/m5.1u ent,ment,m °==
- Dimensiones de la tubería: m100Lm0254.0"1D ===
- Conductividad del aislante: K·m/W040.0ka =
- Máxima caída de temperatura en el agua: C5.0TTT sal,ment,mm °=−=∆
- Ambiente exterior: C10T °=∞
Incógnitas:
Espesor de aislante: ae
Esquema:
Hipótesis:
- La tubería es de un espesor muy pequeño ( extint DD = )
1.5 m/s
90°C
89.5°C
100 m
Sección media
Del conducto
int,convq

48
Desarrollo:
Conocida la velocidad a la entrada calculamos el caudal másico de agua:
s/kg7338.0
4
D
um
2
int
ent,m =πρ=&
Agua a presión atmosférica y 90°C, Tabla 4.5: ³m/kg5.965=ρ
Si realizamos un balance de energía sobre el volumen de agua que circula por el
interior del conducto, obtenemos la potencia perdida por el agua en su
enfriamiento:
( ) kW542.1TcmTTcmq mpsal,ment,mp =∆=−= &&
Ese calor que pierde el agua es igual al calor que hacia el exterior atraviesa el
conducto, utilizando la analogía eléctrica para conducción en la sección media del
conducto (supondremos que la temperatura en la sección media es la media de
masas):
( ) ( )
LDh
1
Lk2
D/Dln
LDh
1
T
2
TT
Ah
1
Lk2
D/Dln
Ah
1
T
2
TT
q
extexta
intext
intint
salent
extexta
intext
intint
salent
π
+
π
+
π
−
+
=
+
π
+
−
+
=
∞∞
(1)
Las incógnitas en la ecuación anterior son: extintext h,h,D
Podemos plantear dos ecuaciones más para cerrar el problema que son:
( )
( )Pr,GrfNuh
PrRe,fNuh
extext
intint
=→
=→
Con estas tres ecuaciones el problema queda cerrado (3 ecuaciones con 3
incógnitas).
Procedamos en primera instancia al cálculo del coeficiente de película interior:
Coeficiente de película interior:
5
int
10·169.1
D
m4
Re =
µπ
=
&
Propiedades del agua a la temparatura media de masas 89.75°C (aprox. 90°C,
Tabla 4.5)







=
=
=ρ
=µ −
958.1Pr
K·m/W6755.0k
³m/kg5.965
²m/s·N10·6.314 6
El régimen es turbulento ( 2300ReD > ) con el flujo completamente desarrollado
( 103937D/L int >= ), usaremos la correlación (27) de la tabla 6.6:

49
K²m/W8479h
k
Dh
;PrRe023.0Nu nti
intint3.08.0
DD =⇒⋅=
Observamos que la resistencia asociada al coeficiente de película interior, se puede
considerar despreciable frente a la del aislante.
W/K10478.1
Ah
1
R 5
intint
i,cv
−
×==
Para calcular el coeficiente de película externo es necesario conocer previamente la
temperatura de la superficie exterior del conducto y su diámetro exterior. Por ello
se hace necesario establecer un proceso iterativo de resolución:
1. Suponer un coeficiente de película exterior inicial K²m/W5hext ≈
2. Calcular el diámetro exterior utilizando la ecuación (1)
3. Calcular la temperatura superficial exterior, planteando una ecuación de
transferencia que contenga dicha incógnita
( )
Lk2
D/Dln
Ah
1
T
2
TT
q
a
intext
intint
sup
salent
π
+
−
+
= (2)
4. Calcular el coeficiente de película exterior exth′
5. Sí extext hh ≈′ se terminó el proceso iterativo en caso contrario volver al punto 2.
El diámetro exterior calculado resolviendo de forma iterativa la ecuación (1) es:
m075.0Dext =
Calculemos ahora la temperatura superficial exterior media despejando de la
ecuación (2): C3.23Tsup °= .
Calcular el coeficiente de película exterior:
Podemos utilizar la correlación de Morgan (40, tabla 6.9) donde las propiedades
deben evaluarse a la temperatura media de película (23.3+10)/2 = 16.6°C
Propiedades del aire a 15°C







=
+
=β
=
=
=υ −
0035.0
15.2736.16
1
7323.0Pr
02476.0k
10·71.14 6
W/mK
kg/ms
5
2
3
ext
D 10x5198.6Pr
DTg
Ra =
υ
∆β
= , con este valor del número de Rayleigh la
correlación de Morgan toma el siguiente valor:
K²m/W503.4hRa48.0
k
Dh
Nu ext
4/1
D
extext
D =→==

50
Es ligeramente inferior al que habíamos estimado, si volvemos a calcular el
diámetro exterior usando este coeficiente de película y la ecuación (1):
cm38.2em073.0D aext ==

51
2.3. Problemas resueltos de radiación
11 (Ecuaciones de intercambio radiante)
El proceso de fabricación de una superficie curva de absorción solar de área A2 = 15 m²,
consiste en la fijación de un recubrimiento especial sobre dicha superficie. Para fijar dicho
recubrimiento se cura mediante la exposición a un calentador infrarrojo de ancho W = 1 m.
El absorbedor y el calentador son cada uno de longitud L = 10 m y se encuentran
separados H = 1 m.
El calentador se encuentra a T1 = 1000 K y tiene una emisividad ε1 = 0.9, mientras que el
absorbedor está a T2 = 600 K y tiene una emisividad ε2 = 0.5. Todo el sistema se encuentra
en un local de grandes dimensiones cuyas paredes pueden considerarse a 300 K. ¿Cuál es la
transferencia neta de calor sobre la superficie de absorción?.
Solución:
Datos:
- Calentador (superficie 1): ²m10LWA9.0K1000T 111 ===ε=
- Superficie absorbedora (superficie 2): ²m15A5.0K600T 222 ==ε=
- Paredes del Local (superficie 3): K300T3 =
- Dimensiones: m10Lm1Hm1W ===
Incógnitas:
Flujo de calor por radiación sobre la superficie absorbedora: q2
H
W
Superficie absorbedora
A2, T2, ε2
Calentador
A1, T1, ε1
Paredes local
T3

52
Esquema:
Hipótesis:
- Los flujos de calor por convección son despreciables
- Las superficies son difusas y grises
- Las paredes del local pueden suponerse como una superficie negra ( 13 =ε ) que
cierra el recinto a T3 = 300 K.
Desarrollo:
El problema se constituye como un recinto formado por tres superficies que
intercambian calor por radiación entre ellas, de las cuales conocemos sus
temperaturas. Podemos expresar el flujo de calor sobre 2 como:
( ) ( )
22
2
2
4
2
22
2
2
0
2
2
A
1
JT
A
1
JM
q
ε
ε−
−σ
=
ε
ε−
−
=
La única incógnita en la ecuación anterior es la radiosidad sobre la superficie 2, J2.
Para calcular todas las radiosidades plantearemos un sistema de ecuaciones donde
las radiosidades sobre cada una de las superficies sean las únicas incógnitas:
( )∑=
ε−+ε=
N
1j
jiji
0
iii JF1MJ
Si aplicamos la ecuación anterior a cada una de las superficies tendremos:
( )[ ]
( )[ ]
4
3
0
33
3232221212
0
222
3132121
0
111
TMJ
JFJFJF1MJ
JFJF1MJ
σ==
++ε−+ε=
+ε−+ε=
H
W
Superficie A’2

53
Debemos observar que la superficie 1 es plana y por tanto F11 = 0, y que sin
embargo la superficie 2 es convexa, F22 > 0.
Factores de forma:
Si observamos la geometría del problema veremos que los factores de forma F12 =
F12’. Debido a que toda la radiación que sale de 1 y llega a 2’, es la misma que
saliendo de 1 llega a 2.
Para calcular el factor de forma F12’ utilizaremos la gráfica 7.6 de la colección de
tablas, gráficas y ecuaciones de transmisión de calor. Donde Y/L = 10/1 = 10 y X/L
= 1/1 = 1. 4.0FF 12'12 == .
Aplicando reciprocidad: 267.04.0
²m15
²m10
F
A
A
F;FAFA 12
2
1
21212121 ====
Aplicando adición: 6.0F1F 1213 =−=
Y por reciprocidad: 2727.06.0
²m22
²m10
F
A
A
F 13
3
1
31 === ( ²m22LW2LH2A3 =+≈ )
Por simetría podemos ver que 2727.0FFF 32'3231 ===
Por último si aplicamos de nuevo reciprocidad y adición:
4.02727.0
²m15
²m22
F
A
A
F 32
2
3
23 ===
333.04.0267.01FF1F 232122 =−−=−−=
Sustituyendo en las ecuaciones de radiación tendremos:
²m/W459J
²m/W12778J
²m/W51569J
3
2
1
=
=
=
Y volviendo a la ecuación del flujo de calor sobre 2:
kW445.81W81445q2 −=−=
Este flujo es negativo debido a que la superficie 2 absorbe más radiación de la que
emite.

54
12 (Analogía Eléctrica + Fuente pequeña)
Un elemento cilíndrico de calentamiento de 10 mm de diámetro y gran longitud, se utiliza
en un horno tal como se indica en la figura. La temperatura del elemento es T1 = 1500 K y
se puede considerar como un cuerpo negro. La superficie inferior A2 es una superficie gris
difusa, con ε2 = 0,6 mantenida a una temperatura de 500 K. El resto de las superficies están
constituidas por un material refractario adiabático, con una emisividad de 0,9. La longitud
del horno en dirección normal es muy grande comparada con el ancho (w = 1 m) y la
altura (h = 0,87 m). Despreciando el intercambio por convección, determinar:
1. La potencia por unidad de longitud en W/m, que ha de suministrar el elemento de
calentamiento para mantener las condiciones de operación.
2. La temperatura de las paredes del horno.
Solución:
Datos:
- Calentador (superficie 1): m01.0D1K1500T 111 ==ε=
²mL0314.0LDA 11 =π=
- Superficie inferior (superficie 2): ²mLLwA6.0K500T 222 ===ε=
- Superficie refractaria (superficie 3): 9.03 =ε
- Dimensiones: °=α== 60m87.0hm1w
Incógnitas:
1. Flujo de calor por radiación por unidad de longitud sobre la superficie 1: q1
(W/m).
2. Temperatura de la superficie 3: T3
3
w = 1 m
60°
h = 0,87m
1
2

55
Hipótesis:
- Los flujos de calor por convección son despreciables
- Las superficies son difusas y grises
- La superficie refractaria es adiabática ( 0q 3,cd = ) y puede considerarse el flujo de
calor por convección despreciable ( 0q 3,cv = ), por tanto el flujo de calor por
radiación debe ser también nulo ( 0q 3,rd = ). A este tipo de superficie se le suele
llamar “rerradiantes”.
Desarrollo:
El problema se constituye como un recinto formado por tres superficies que
intercambian calor por radiación entre ellas, de las cuales conocemos las
temperaturas de dos de ellas y el flujo de calor por radiación sobre la tercera. Este
tipo de recintos con 3 superficies donde una de ellas es rerradiante pueden
resolverse utilizando la analogía eléctrica.
Podemos obtener el flujo de calor sobre la superficie 1 calculado la resistencia
equivalente del circuito:
( )
eq
4
2
4
1
1
R
TT
q
−σ
=
Cálculo de factores de forma:
Si consideramos la superficie 1, muy pequeña (un punto) frente a las superficies 2
y 3, y recordemos que el factor de forma no es más que la fracción de radiación
que saliendo de una superficie alcanza otra tendremos que:
1667.06/1
360
60
F12 ==
°
°
=
Y si aplicamos reciprocidad y adición:
8333.06/5F1F 1213 ==−= 0052.0F
A
A
F 12
2
1
21 == 9948.0F1F 2123 =−=
11
1
A
1
ε
ε−
22
2
A
1
ε
ε−
2,11FA
1
3,11FA
1
3,22FA
1
0
1M
0
2M
0q3 =

56
Las resistencias por tanto valdrán:
( ) m/kW541.8m/W8541
R
TT
q
eq
4
2
4
1
1 ==
−σ
=
Para calcular la temperatura de la superficie 3 sabemos que:
( )
( ) ( ) ( ) 0JJFAJJFA;0JJFAq
TMJ;0JM
1
A
q
233231331
3
1j
3j3j333
4
3
0
333
0
3
3
33
3
=−+−=−=
σ===−
ε−
ε
=
∑=
Para calcular la radiosidad sobre la superficie 3 y por tanto su temperatura
debemos conocer primero la radiosidad sobre las otras superficies:
( ) ²m/W9238J;JM
1
A
m/W8541q
TMJ
22
0
2
2
22
2
4
1
0
11
=−
ε−
ε
=−=
σ==
Por tanto:
K656T
T²m/W10693J;
FAFA
JFAJFA
J
3
4
33
232131
22321131
3
=
σ==
+
+
=
Comentarios:
Si consideramos que una superficie es muy pequeña comparada con las restantes y
que además se encuentra a una temperatura mucho mayor que el resto (bombillas,
resistencias de calentamiento de tamaño pequeño etc...), podemos suponer que la
energía que emiten es mucho mayor que la que absorben y por tanto que esta es
independiente de las superficies que la rodean y función únicamente de su
temperatura y propiedades radiantes:
m/W9018TAMAq 4
11
0
1111 =σ=ε=
Error cometido: 5.6 %
0
0
1M
0
2M
0q3 =
190.948
38.199 1.0052
0.6667
0
1M 0
2M
W/Km193.33Req =

57
2.4. Problemas resueltos de mecanismos combinados
13 (Mecanismos combinados, radiación + conducción)
Un conducto circular con los gases de escape de una caldera cruza verticalmente una
habitación. La temperatura superficial del metal que constituye la tubería es de 200°C. Una
pared de 2 m de ancho, con baja conductividad térmica (aislada) y negra a efectos radiantes
se encuentra situada próxima a la tubería (ver figura 1). El efecto radiante de la tubería
produce grietas por dilataciones en la pared anteriormente mencionada. Para subsanar este
problema se debe mantener la pared a una temperatura no superior a 30°C y se plantean
dos soluciones posibles:
1. Aislar exteriormente la tubería con una capa de aislante de conductividad 0.05
W/m·K negro en su cara exterior. Calcular el espesor de aislante necesario para
mantener la pared a 30°C.
2. Se coloca una placa metálica (muy alta conductividad) a modo de pantalla de
radiación tal como muestra la figura 2. La cara enfrentada a la pared se puede
considerar negra y la enfrentada a la tubería tiene una emisividad ε. La pared
desnuda de la tubería puede considerarse también negra. Determinar ε para que la
pared se siga manteniendo a 30°C.
El resto de la habitación puede suponerse un cuerpo negro a 20°C, y el aire se encuentra a
la misma temperatura.
Figura 1 Figura 2
Notas:
- Considerar todos los coeficientes de película iguales a 10 W/m²K (tubería y pared),
menos los de ambas caras de la placa metálica en el apartado 2 que serán iguales a 5
W/m²K
- Para el cálculo de factores de forma considerar, en el apartado 1, despreciable el espesor
de aislamiento
1 m
Taire = 20°C
1 m
30°C
0,5 m
0,5 m
200°C
20°C
1 m 1 m
Taire =20°C
30°C 0,25 m
0,25 m
0,5 m
200°C
20°C

58
Solución:
Datos:
Apartado 1:
- Superficie exterior del aislamiento (1): K·m/W05.0k1 11 ==ε
- Temperatura superficial del conducto: C200Tsup °=
- Pared adyacente (2): )aislada(0qC30T1 2,CD22 =°==ε
- Aire y resto de la habitación (3): 1C20TTC20T 33hab,rmaire =ε°==°=
- Todos los coeficientes de película: K²m/W10hh 21 ==
Apartado 2:
- Superficie exterior de la tubería (1): C200T1 11 °==ε
- Pared adyacente (2): )aislada(0qC30T1 2,CD22 =°==ε
- Aire y resto de la habitación (3): 1C20TTC20T 33hab,rmaire =ε°==°=
- Cara enfrentada al conducto de la placa metálica (4): K²m/W5h4 =
- Cara enfrentada a la pared de la placa metálica (5): K²m/W5h1 55 ==ε
- Resto de coeficientes de película: K²m/W10hh 21 ==
Los datos geométricos se tomarán de las figuras del enunciado
Incógnitas:
- Apartado 1: Espesor de aislamiento, e1, para mantener la pared adyacente a 30°C
- Apartado 2: Emisividad de la cara enfrentada a la tubería de la placa metálica, 4ε ,
para mantener la pared adyacente a 30°C
Hipótesis:
- Conducción unidimensional en el aislamiento exterior de la tubería para el
apartado 1
- Superficies isotermas, grises y difusas para el intercambio radiante
- Suponer despreciable el espesor de aislamiento al calcular los factores de forma
del recinto
Esquema:
1,convq
1
2
3
1,radq
1,condq
2,convq
2,radq

59
Desarrollo:
Apartado 1:
Balance de energía sobre la superficie exterior del aislamiento (1) y sobre la pared
adyacente (2) de acuerdo con los sentidos de los flujos dibujados en el esquema:
0qqq 1,cond1,conv1,rad =++ (1)
0qq 2,conv2,rad =+ (2)
Las ecuaciones de transferencia de cada uno de los flujos de calor son las
siguientes:
( ) ( ) ]W[L2002030L2·10TTAhq aire2222,conv =−=−=
( ) ( ) ( )( )20Te2D1020TA10TTAhq 1111aire1111,conv −+π=−=−=
( ) ( )200T
Lk2
5.0
e25.0
ln
L05.02
Lk2
D
e2D
ln
TT
q 1
1
1
1
1
sup1
1,cond −
π





 +
π
=
π





 +
−
=
( )[ ]
( )[ ]33,211,2
0
222,rad
33,122,1
0
111,rad
JFJFMAq
JFJFMAq
+−=
+−=
Como todas las superficies son negras las radiosidades son de muy fácil cálculo:
4
i
0
ii TMJ σ==
Luego:
( )[ ]
( )[ ]4
33,2
4
11,2
4
222,rad
4
33,1
4
22,1
4
111,rad
TFTFTAq
TFTFTAq
+−σ=
+−σ=
Tabla 7.4: m25.0rm75.0Lm1Sm1S 21 ===−=
23.0
75.0
1
tan
75.0
1
tan
2
25.0
F 11
1,2 =




 −
−= −−
77.023.01F1F 1,23,2 =−=−=
29.023.0
L5.0
L2
F
A
A
F 1,2
2
1
2,1 =
π
== 71.029.01F1F 2,13,1 =−=−=
En la ecuación (2) la única incógnita es T1, si despejamos:
C4.101k4.374T1 °==
Volviendo a la ecuación 1 la única incógnita es el espesor de aislamiento, aunque la
ecuación no es lineal. Si resolvemos esta ecuación de forma iterativa obtendremos:

60
mm3.3m0033.0e1 ==
Apartado 2:
Esquema:
Si tomamos el balance de energía sobre la superficie 2:
0qq 2,conv2,rad =+
El flujo de calor por convección es el mismo del apartado anterior pero el de
radiación es diferente al aparecer nuevas superficies en el recinto.
( )[ ]55,244,233,211,2
4
222,rad JFJFJFJFTAq +++−σ=
La superficie 2 “no ve” a las superficies 1 y 4 y por tanto los factores de forma:
0F0F 4,21,2 ==
( )[ ]4
55,2
4
33,2
4
222,rad TFTFTAq ++−σ=
Tabla 7.4: 8L/wWL/wWm25.0Lm2ww 221121 =======
( )[ ] ( )[ ] 88.0
8·2
488488
FF
2/122/12
2,55,2 =
+−−++
== 12.088.01F1F 5,23,2 =−=−=
Tabla 7.4: m25.0rm5.0Lm1Sm1S 21 ===−=
28.0
5.0
1
tan
5.0
1
tan
2
25.0
F 11
1,4 =




 −
−= −−
72.028.01F1F 1,43,4 =−=−=
En la ecuación de balance sobre la superficie la única incógnita es T5, si
despejamos:
1,convq
1
2
3
1,radq
1,condq
2,convq
2,radq
4
5
5,convq
4,convq
5,radq
4,radq

61
C7.47k7.320T5 °==
La temperatura de la superficie 5 debe ser igual a la de la superficie 4 puesto que
ambos superficies son constituyen las dos caras de una placa metálica de muy alta
conductividad.
Si planteamos a continuación un balance de energía sobre toda la placa, superficie
4 más superficie 5:
0qqqq 5,conv5,rad4,conv4,rad =+++
siguientes:
( ) ( ) ]W[L554207.47L2·10TTAhqq aire445,conv4,conv =−=−==
( )[ ]
( )[ ]33,522,5
0
555,rad
33,411,44
0
4444,rad
JFJFMAq
JFJFMAq
+−=
+ε−ε=
La única incógnita en la ecuación de balance anterior es la emisividad de la
superficie 4, que si sustituimos:
82.04 =ε

62
14 (Mecanismos combinados, Analogía eléctrica + h rad.)
El aire de un local acondicionado se encuentra a una temperatura de 20°C, en él se
encuentra situado un radiador (superficie 1) de emisividad superficial 0.9, y una pared
conectada con el exterior (superficie 2), cuya cara interior y exterior tienen un emisividad de
0.8. La cara interior del muro (superficie 2) tiene un coeficiente de película de hint = 3
W/m²K y en su cara exterior intercambia calor por convección con el aire ambiente a 10°C
(el coeficiente de película exterior puede considerarse de hext = 10 W/m²K) y por radiación
con los alrededores que también pueden considerarse a una temperatura de 10°C. Las
restantes superficies del local, excepto el radiador y el muro exterior deben considerarse
rerradiantes.
Calcular la temperatura superficial del radiador para que las pérdidas de calor por
conducción en el muro conectado con el exterior no superen el 80% del calor total emitido
radiantemente por el radiador.
La composición del muro exterior es:
Capa
Espesor
(cm)
Conductividad
(W/mK)
Ladrillo macizo 25 0.7
Solución:
Datos:
- Temperatura del aire del local: C20Tint °=
1
2
3 m
3 m
1.5 m
1.5 m
Tint = 20°C
Text = 10°C

63
- Temperatura del aire exterior: C10Text °=
- Superficie 1 (radiador): 9.01 =ε ²m5.4m5.1·m3A1 ==
- Pared al exterior:
Cara interior (superficie 2): 8.02 =ε K²·m/W3h2 = ²m9A2 =
Cara exterior: 8.0ext =ε K²·m/W10hext = 2ext AA =
- Temperatura media radiante del exterior: C10T ext,mr °=
- Las restantes superficies del local son rerradiantes.
- Composición del muro exterior:
K·m/W0.1k;m02.0e
K·m/W7.0k;m25.0e
K·m/W0.1k;m02.0e
33
22
11
==
==
==
Incógnitas:
Temperatura de la superficie 1 (radiador), para que el flujo de calor por conducción
en el muro sea el 80% del calor emitido radiantemente por 1.
1,radcond1 q8.0q?T =→
Hipótesis:
- Conducción unidimensional en el muro exterior
Esquema:
Desarrollo:
Balance de energía sobre las superficies interior (2) y exterior (s,ext) de acuerdo
con los sentidos de los flujos dibujados en el esquema:
2,radcond2,conv qqq += (1)
ext,radext,convcond qqq += (2)
siguientes:
( )2int222,conv TTAhq −=
2,convq
condq
2,radq
ext,convq
ext,radq

64
( ) ( )
3
3
2
2
1
1
ext,s2
2
capas j
j
ext,s2
2cond
k
e
k
e
k
e
TT
A
k
e
TT
Aq
++
−
=
−
=
∑
( )extext,s2extext,conv TTAhq −=
( )
2
TT
T;T4hdonde;TTAhq ext,rmext,s
mext
3
mradext,rmext,s2radext,rad
+
=εσ=−=
La temperatura media para el cálculo del h radiante debe estar cercana a 10°C
comencemos por suponer este valor y retomaremos esta hipótesis al final del
problema para su revisión: K²·m/W1189.4hrad =
Para calcular el flujo de calor por radiación en 2 debemos resolver el intercambio
radiante en el local interior, por ser un recinto con 3 superficies con una de ellas
rerradiantes podemos utilizar la analogía eléctrica (la superficie 3 está constituida
por el resto de las superficies del recinto que no son ni 1 ni 2).
( )
eq
4
1
4
2
2,rad
R
TT
q
−σ
=
Cálculo de los factores de forma:
A1,22A,221,22 FAFAFA =+
A,21,2 FF =
2
F
F A1,2
1,2 =
De la Gráfica 7.7
2.0F1D/L;1D/W A1,2 =→==
1.0
2
F
F A1,2
1,2 ==
2.0F
A
A
F 1,2
1
2
2,1 ==
8.0F1F 2,13,1 =−=
9.0F1F 1,23,2 =−=
Luego:
11
1
A
1
ε
ε−
22
2
A
1
ε
ε−
2,11FA
1
3,11FA
1
3,22FA
1
0
1M
0
2M
1
2
A
0.0247
0
1M
0
2M
1.111 0.0278
0.12350.2778

65
W/K3473.00278.0
)1235.02778.0(
1
111.1
1
1
0247.0Req =+
+
+
+=
( ) ]W[
3473.0
TT
q
4
1
4
2
2,rad
−σ
=
Si sustituimos las ecuaciones de transferencia en las dos ecuaciones de balance (1)
y (2), tendremos un sistema de dos ecuaciones con 3 incógnitas (las tres
temperaturas superficiales: ext,s21 TyT,T ).
( )
( ) ( )
eq
4
1
4
2
capas j
j
ext,s2
22int22
R
TT
k
e
TT
ATTAh
−σ
+
−
=−
∑
(1)
( ) ( ) ( )ext,rmext,s2radextext,s2ext
capas j
j
ext,s2
2 TTAhTTAh
k
e
TT
A −+−=
−
∑
(2)
Para cerrar el sistema necesitamos otra ecuación que la obtenemos de la condición
impuesta por el problema:
( )
3473.0
TT
8.0q;q8.0q
4
2
4
1
cond1,radcond
−σ
== (3)
Sustituyendo:
( )
( ) ( )
3473.0
TT
3971.0
TT
9T2027
4
1
4
2ext,s2
2
−σ
+
−
=− (1)
( ) ( ) ( )10T1189.410T10
3971.0
TT
ext,sext,s
ext,s2
−+−=
−
(2)
Si introducimos las ecuaciones (3) en la (1):
( )
( )





 −
−=−=−
3971.0
TT
925.0q
8.0
1
qT2027 ext,s2
condcond2
Con esta ecuación y la ecuación (2) tenemos un sistema lineal de dos ecuaciones
con dos incógnitas que resolvemos:
C842.11T;C167.22T ext,s2 °=°=
En este punto deberíamos recalcular el coeficiente de película radiante con la nueva
temperatura media, si lo hacemos: K²·m/W1592.4hrad = observamos que el
cambio es muy pequeño y que no merece la pena rehacer todos los números.
Volviendo a la ecuación (3) obtenemos la temperatura superficial del radiador:
C204.38K354.311T1 °==

66
Comentarios:
Al plantear el balance de energía sobre la superficie (2) podríamos haber expresado
el flujo de calor por conducción como:
( )
∑ +
+
−
=
capas radextj
j
ext2
2cond
hh
1
k
e
TT
Aq
Eliminando la temperatura de a superficie exterior como incógnita. Esto es posible
debido a que en este problema la temperatura exterior del aire y la temperatura
radiante media exterior coinciden y a que el intercambio radiante puede expresarse
usando un coeficiente de película radiante.

67
15 (Mecanismos combinados, Analogía eléctrica + Bal. aire)
Una fila de elementos de calentamiento cilíndricos regularmente espaciados (superficie 1)
se usa para curar un recubrimiento superficial que se aplica a una de las caras a una lámina
de metal (superficie 2) colocado por debajo de los elementos. La lámina tiene un espesor de
1 cm y una conductividad k = 30 W/m·K. Un segundo panel (superficie 3), cuya superficie
superior está bien aislada, se coloca por encima de los elementos. Los elementos son
negros y se mantienen a T1 = 600 K, mientras que la lámina tiene una emisividad ε2 = 0.5 y
se mantiene a T2 = 400 K. La cavidad se llena con un gas no participativo teniendo lugar
una transferencia de calor convectiva en las superficies 1 y 2, con KW/m10h 2
1 = y
KW/m2h 2
2 = . (La convección en el panel aislado se puede despreciar).
1. Evalúe la temperatura media del gas, gT .
2. ¿Qué potencia eléctrica por unidad de longitud axial debe suministrársele a cada
elemento para mantener la temperatura establecida?
3. ¿Cuál es el coeficiente de transferencia de calor por convección en la cara inferior
de la lámina de metal (superficie 4) (ε4 = 0.5) si la temperatura del aire en contacto
directo con él y la temperatura media radiante de los alrededores es Ta = 300 K?.
Solución:
Datos:
- Superficie 1: K²m/W10h1K600T 111 ==ε=
- Superficie 2: cm1eK·m/W30kK²m/W2h5.0K400T 22222 ====ε=
- Superficie 3: 0qledespreciabConvección;0qAislada convcond =→=→
- Superficie 4: 5.04 =ε
- Aire en contacto con la superficie 4: K300TT alr,rma ==
Los datos geométricos se encuentran en la figura del enunciado
Incógnitas:
- Apartado 1: Temperatura del gas en contacto con las superficies 1, 2 y 3: gT
- Apartado 2: Potencia eléctrica por unidad de longitud [W/m] para cada cilindro:
1q′
D = 25 mm
s = 50 mm
1
2
3
4
Gas, Tg
Aire, Ta

68
- Apartado 3: Coeficiente de transferencia de calor en 4: 4h
Hipótesis:
- Conducción unidimensional entre las superficies 2 y 4
- Al existir un número elevado de elementos de calentamiento, estudiaremos el
comportamiento de un elemento intermedio como representativo del problema.
Esquema:
Desarrollo:
Apartado 1:
Tomamos un volumen de control que contenga solamente un elemento de
calentamiento, y realizamos un balance de energía sobre el gas de este volumen
(régimen permanente)
0qq 2CV1CV =+
( ) ( ) 0TTAhTTAh g222g111 =−+−
Despejando la temperatura del gas de la ecuación anterior tenemos:
K411.577
05.0·2025.0··10
400·05.0·2600·025.0··10
AhAh
TAhTAh
T
2211
222111
g =
+π
+π
=
+
+
=
K411.577Tg =
Apartado 2:
Balance de energía sobre la superficie 1:
1RD1CV1 qqq ′+′=′
1q′ : Potencia eléctrica consumida por cada elemento por unidad de longitud axial
( ) ( ) W/m741.17411.577600·025.0··10TTDhq g1111CV =−π=−π=′
Para calcular el flujo de calor por radiación sobre la superficie 1 utilizamos la
analogía eléctrica, ya que la superficie 3 puede considerarse rerradiante (aislada y
1
2
3
qCV1
qCV2
qCV1
q1
qRD1

69
con convección despreciable). En el cálculo de las resistencias utilizaremos las áreas
partidas por L.
( )
eq
4
2
4
1
1RD
R
TT
q
−σ
=′
Factor de forma entre una placa y un conjunto infinito de cilindros equidistantes
(Tabla 7.4):
6576.0
D
Ds
tan
s
D
s
D
11F
2/1
2
22
1
2/1
2
1,2 =






 −






+














−−= −
0F 2,2 = 3424.06576.01F 3,2 =−= 6576.0FF 1,21,3 ==
Luego la analogía eléctrica queda como:
K/W6561.42Req =
( ) ( ) W/m24.138
6561.42
4006008e67.5
6561.42
TT
q
444
2
4
1
1RD =
−−
=
−σ
=′
Volviendo a la ecuación de balance sobre 1:
W/m981.15524.138741.17q1 =+=′
Apartado 3:
Balance de energía sobre 2 y 4:
0qqq CD2RD2CV =++
CD4RD4CV qqq =+
Del balance sobre la superficie 2 podemos calcular la temperatura de la superficie 4
al ser la única incógnita:
11
11
Aε
ε−
22
21
Aε
ε−
1,22
1
FA
1,33
1
FA 322
1
,FA
0
1M
0
2M
0
0
1M
0
2M
30.4136 20
58.411230.4136
qCV2
qCD
qRD2
qCV4 qRD4

70
( ) ( ) ( ) 0
kA
e
TT
R
TT
TTAh
4
42
eq
4
1
4
2
g222 =
−
+
−σ
+−
( ) ( ) 0
05.0·30
01.0
T400
24.138411.57740005.0·2 4
=
−
+−− ;
W/m155.981q;K96.398T CD4 =′=
Y del balance sobre la superficie 4 despejamos el coeficiente de película:
( ) ( ) W/m981.155TTATTAh 4
a
4
444a444 =−σε+−
( ) ( ) W/m981.15530096.3988e68.5·05.0·5.030096.39805.0h 44
4 =−−+−
W/m²K587.26h4 =

71
16 (Mecanismos combinados)
Un conjunto de placas como las de la figura se encuentran en el interior de un túnel de
calentamiento muy largo, la parte alta del túnel es una superficie calefactora a 80°C
(superficie 3) y puede considerarse negra a efectos radiantes. La superficie inferior
(superficie 4) es también negra y se encuentra a 20°C. El aire fluye sobre las placas a 20°C.
1. Calcule el coeficiente de película medio (supuesto el mismo en ambas caras) sobre
las placas si la cara superior (superficie 1) se encuentra a 27°C (negra) y la inferior
(superficie 2) a 25°C ( 8,02 =ε )
2. Calcule la velocidad del aire sobre la cara superior de la placa si ésta se encuentra en
convección forzada
3. Las placas están compuestas de dos capas de materiales diferentes de espesor 1mm,
la capa superior tiene una conductividad de 1W/m·K. Calcule la conductividad del
material inferior.
Nota: Considerar que las capas límites que se desarrollan sobre las superficies de las placas
no se interfieren entre sí
.........
C80T3 °=
C20T4 °=
cm20w =
C27T1 °=
C25T2 °=
C20Taire °=
cm20H =
mm1e1 =
mm1e2 =

72
Solución:
Datos:
- Superficie 1: 1K·m/W1kmm1eC27T 1111 =ε==°=
- Superficie 2: 8.0mm1eC25T 222 =ε=°=
- Superficie 3: 1C80T 33 =ε°=
- Superficie 4: 1C20T 44 =ε°=
- Aire que fluye sobre las placas: C20Taire °=
Dimensiones en la figura del enunciado
Incógnitas:
- Apartado 1: Coeficiente de película medio sobre las placas uno y dos 21 hhh == .
- Apartado 2: Velocidad del aire antes de llegar a las placas ∞u .
- Apartado 3: Conductividad del material inferior de las placas 2k .
Hipótesis:
- Conducción unidimensional en las placas
- Al existir un número elevado de placas, estudiaremos el comportamiento de una
placa intermedia como representativo del problema.
Esquema:
Desarrollo:
Apartado 1:
Realizaremos un balance de energía sobre toda la placa (superficie superior más
superficie inferior:
0qqqq 2,conv2,rad1,conv1,rad =+++ (1)
siguientes:
( ) ( ) Lh4.1TTLwhTTAhq aire1aire1111,conv =−=−=
1,convq
1,radq
2,convq 2,radq

73
( ) ( ) LhTTLwhTTAhq aire2aire2222,conv =−=−=
( )[ ]33,122,11
4
111
j
jj,11
0
1111,rad JFJFTAJFMAq +ε−σε=








ε−ε= ∑
( )[ ]44,211,22
4
222
j
jj,22
0
2222,rad JFJFTAJFMAq +ε−σε=








ε−ε= ∑
Planteamiento del intercambio radiante en el recinto:
Plantearemos una ecuación de radiosidad por cada superficie
W/m²189.460TMJ 4
1
0
111 =σ=ε=
( ) ( )( )44,211,22
4
22
j
jj,22
0
222 JFJF1TJF1MJ +ε−+σε=ε−+ε= ∑
W/m²901.881TMJ 4
3
0
333 =σ=ε=
W/m²738.418TMJ 4
4
0
444 =σ=ε=
Placas paralelas con las líneas medias en la misma perpendicular (Tabla 7.4)
12.0/2.0H/wW 11 === 12.0/2.0H/wW 22 ===
( )[ ] ( )[ ] ( )[ ] ( )[ ] 4142.0
1·2
411411
W2
4WW4WW
F
2/122/12
1
2/12
12
2/12
21
2,1 =
+−−++
=
+−−++
=
4142.0FF 2,11,2 ==
5858.0F1F 2,13,1 =−=
5858.0F1F 1,24,2 =−=
Volviendo a la ecuación de la radiosidad sobre 2:
( )( ) ( )( ) W/m²618.445T5858.0T4142.01TJFJF1TJ 4
4
4
12
4
2244,211,22
4
222 =σ+σε−+σε=+ε−+σε=
Así los flujos de calor radiantes valdrán:
( )[ ] ( )[ ] L2.48TFJFTwLJFJFTAq 4
33,122,1
4
133,122,11
4
1111,rad −=σ+−σ=+ε−σε==
( )[ ] ( )[ ] L94.1TFTFTwLJFJFTAq 4
43,1
4
11,2
4
244,211,22
4
2222,rad =σ+σ−σ=+ε−σε=
Sustituyendo en la ecuación de balance (1):
0LhL94.1Lh4.1L2.48 =+++−
Despejando de aquí el coeficiente de película obtenemos:
W/m²K27.19h =

74
Apartado 2:
Debido al bajo valor del coeficiente de película supondremos que este se encuentra
en convección forzada flujo externo (placa plana, flujo paralelo), régimen laminar.
Por tanto la correlación apropiada es la correlación de Polhausen (correlación 5 de
la tabla 6.1), está hipótesis deberá ser revisada si una vez calculado el nº de
Reynolds, éste es mayor que 500000 y por lo tanto debe cambiarse a una
correlación turbulenta.
Las propiedades se evalúan a la temperatura media de película:
C5.23
2
TT
T 1aire
mp °=
+
=
Propiedades del gas (aire) a 23.5°C (Tabla 4.4.1)







=
=
=ρ
=µ
−
−
73.0Pr
W/mK10·4.25k
³m/kg19.1
kg/m·s10·42.18
3
6
3/12/1
LL PrRe664.07323.151
k
wh
Nu ===
Despejando Reynolds: 54
L 10·510·4408.6Re <=
Luego la hipótesis de régimen laminar era correcta.
Despejemos la velocidad de la expresión del Reynolds:
µ
ρ
= ∞wu
ReL
m/s985.4u =∞
Apartado 3:
Realizando un balance sobre cualquiera de las dos caras.
L22.21qqqqq 2,rad2,conv1,rad1,convcond =−=−−=
Utilizando la ecuación de transferencia de conducción.
2
2
1
1
21
cond
k
e
k
e
TT
LwL22.21q
+
−
==
W/m·K056.0k2 =
1,convq
1,radq
2,convq 2,radqcondq

75
En una caldera para calentamiento de agua los tubos de humos tienen un diámetro de 7 cm
y una temperatura superficial igual a 385 K. A través de estos conductos circulan los gases
de escape a una temperatura de masa de 900 K. Para mejorar la transferencia de calor desde
el gas al agua, se coloca una pared delgada de alta conductividad en el plano medio del
conducto. Las propiedades físicas de los gases pueden aproximarse usando las del aire.
4. Sin la partición y con un flujo de gases igual a 0.05 kg/s. ¿Cuál es la transferencia de
calor por unidad de longitud del conducto?.
5. Para el mismo flujo de gases que en el caso anterior y colocando la partición (la
emisividad de la superficie interior del conducto y de la partición es 0.5).
Determinar la temperatura de la partición y la transferencia de calor por unidad de
longitud del conducto.
6. Explicar físicamente a que se debe el aumento de la transferencia de calor.
c. ¿Será así para otros valores de la emisividad? Razónelo. ¿Qué valor de la
emisividad hace máxima la transferencia?
d. Si el caudal variara, ¿aumentaría siempre la transferencia de calor por
convección?. Cuando así fuere ¿en qué proporción?
Solución:
Datos:
- Caudal másico de gas: s/kg05.0mg =&
- Diámetro interno: m07.0Di =
- Superficie interna del conducto: 5.0K385T ss =ε=
- Temperatura de masa del fluido: K900T g,m =
- Partición de conducto: 5.0p =ε
Incógnitas:
- Apartado 1: Flujo de calor por unidad de longitud perdido por el conducto hacia el
exterior sin partición: sinq′
Tubo, Ts, εs
Partición, Tp, εp
Gases, Tm,g, gm&
D

76
- Apartado 2: Temperatura de la partición: pT , y el flujo de calor por unidad de
longitud perdido por el conducto hacia el exterior con partición: conq′
- Apartado 3: Explicación física del aumento de transferencia de calor
Hipótesis:
- Temperatura superficial uniforme y constante en todos los apartados
- En el apartado 1 no existe intercambio de calor por radiación.
- Superficies isotermas, grises y difusas para el intercambio radiante del 2º
apartado
- Flujo completamente desarrollado
Esquema:
Desarrollo:
Apartado 1:
Desde la pared de la tubería al fluido solo hay convección ya que al estar toda la
superficie interior del conducto a una temperatura uniforme el intercambio de calor
por radiación es nulo. El calor transferido por convección desde el fluido a la pared
será igual al calor perdido por conducción a través de la pared del conducto.
Pérdidas de calor por unidad de longitud:
( ) ( )sg,miisg,miiconvsin TThDTTL/hAqq −π=−=′=′
Cálculo del coeficiente de película, h:
Propiedades del gas (aire) a 900 K (626.85°C)







=
=
=ν
=µ
−
−
−
706.0Pr
mK/W10·3.62k
s/m10·100
ms/kg10·3.39
3
26
6
(Tabla 4.4.1)
Nº de Reynolds para conducto circular: 4.23141
D
m4
Re
i
g
D =
µπ
=
&
El flujo es claramente turbulento y supondremos que el flujo es completamente
desarrollado. Utilizaremos la correlación de Dittus-Boelter (nº 27, tabla 6.6) con un
exponente n = 0.3 puesto que la superficie está más fría que el gas.
2511.64PrRe023.0Nu 3.05/4
DD ==
convq′condsin qq ′=′ convq′
condcon qq ′=′
radq′

77
Km/W184.57
D
kNu
h 2D
i ==
Luego: ( ) m/W3.6476TThDq sg,miisin =−π=′
Apartado 2:
El caudal másico por cada una de las dos mitades del conducto se reduce a la mitad
( s/kg025.0mg =& ). Las temperaturas superficiales y de masa siguen siendo las
mismas del apartado anterior.
En este segundo apartado aparece un nuevo flujo de calor por radiación debido a
que insertamos una partición que se encuentra a una temperatura diferente, Tp, de
la superficie del conducto. Para determinar esta temperatura será necesario
plantear un balance de energía sobre la partición.
Cálculo del nuevo coeficiente de película, h (las propiedades del gas son las mismas
del apartado anterior):
Tomando la mitad del conducto tendremos un conducto no circular con el siguiente
diámetro equivalente
m043.0D
2
D
2
D
8
D
4
P
A4
D i
i
i
2
i
e =
+π
π
=
+
π
π
==
Si calculamos Reynolds en este nuevo conducto no circular, tendremos:
14215
A
DmDu
Re
T
egem
D =
µ
=
µ
ρ
=
&
Podemos utilizar la misma correlación del apartado anterior pero usando el
diámetro equivalente:
508.43PrRe023.0Nu 3.05/4
DD == Km/W036.63
D
kNu
h 2D
i ==
Realicemos un balance de energía sobre la partición (debemos sumar los flujos por
las dos caras, que son iguales ya que el problema es simétrico):
0qq radconv =+ (1)
( )g,mpiconv TThD2q −=′
Si aplicamos la analogía eléctrica para un recinto con dos superficies:
( )
ss
s
s,pppp
p
4
s
4
p
rad
A
1
FA
1
A
1
TT
2q
ε
ε−
++
ε
ε−
−σ
=′
Cálculo de los factores de forma: 1F s,p =
pp
p
A
1
ε
ε−
ss
s
A
1
ε
ε−
s,ppFA
1

78
( )
094.9286.14286.14
TT
2q
4
s
4
p
rad
++
−σ
=′
Sí sustituimos en la ecuación (1) tendremos: ( ) ( ) 0
833.18
385T
900T825.8
44
p
p =
−
σ+−
C55.507K7.780Tp °==
Pérdidas de calor por unidad de longitud:
( ) ( ) m/W4.81913.10521.7139
833.18
TT
TThAqqq
4
s
4
p
sg,miiradconvcon =+=
−
σ+−=′+′=′
Apartado 3:
El aumento de la transferencia de calor se debe a dos razones: Primero al aumento
del coeficiente de película, manteniéndose la diferencia de temperaturas constante,
con lo cual aumenta el flujo de calor por convección, y segundo a la aparición de un
flujo de calor por radiación positivo que no existía en el apartado 1.
a. El flujo de calor aumentará para todos los valores de la emisividad, ya que la
convección será siempre mayor y el flujo de calor por radiación será siempre
positivo, ya que la temperatura de la partición estará siempre entre 385 y 900 K.
Para la emisividad igual a 1 se hará mínima la resistencia equivalente del circuito
radiante y el flujo de calor por radiación será máximo.
b. El flujo de calor por convección aumentará para todo valor de caudal ya que
siempre aumenta el coeficiente de película, a no ser que el caudal sea tal que al
pasar a la segunda configuración el Reynolds pase a ser laminar y sea necesario
utilizar una correlación de régimen laminar para el segundo caso, si no es así y
siempre se utiliza una correlación de turbulento el flujo disminuirá en la misma
proporción que el h
1,D2
i
i1,g
T
e2,g
2,D Re
2
8
D
D
2
2/m
A
Dm
Re
+π
π
=
µ
π






+π
π
=
µ
=
&
&
1,D
5/4
3.05/4
2,D2,D Nu
2
PrRe023.0Nu 





+π
π
==
1,i
i
1,D
5/4
e
2,D
2,i h103.1
D
2
kNu
2
D
kNu
h =






+π
π






+π
π
==

79
Durante la transfusión de sangre a un paciente se utiliza un dispositivo compuesto de dos
partes: un conducto circular de caucho (k = 0.1 W/m K) de 10 mm de diámetro interior,
14 mm de diámetro exterior y longitud 5 m, y posteriormente un calentador de sangre.
3. Un caudal de sangre de 200 ml/min entra en el conducto a 2°C procedente de un
banco de sangre y atraviesa los 5 m de longitud en una habitación, cuyo aire y
paredes pueden considerarse a 25°C. Suponiendo que la emisividad superficial
exterior del caucho es 0.9, calcular la temperatura de la sangre al final del conducto
(Ts).
4. Posteriormente ese mismo caudal de sangre entra en un calentador de sangre. El
calentador está compuesto de una matriz sólida que se mantiene a una temperatura
constante, 40°C en nuestro caso, en la cual se encuentra embebido el conducto.
Calcular la longitud de conducto necesaria para que la sangre salga a 37°C del
calentador. El conducto embebido es metálico con una conductividad muy alta y
entre éste y la matriz existe una resistencia de contacto de 0.001 m² K/W.
Nota: Suponer que el flujo está completamente desarrollado y que la sangre tiene las
mismas propiedades que el agua
10 mm
14 mm
10 mm
RC = 0.001 m² K/W
2°C
37°C
Matriz
a 40 °C
25°C
25°C
Ts
5 m

80
Solución:
Datos:
Apartado 1:
- Conducto de caucho: K·m/W1.0km014.0Dm01.0Dm5L extint ====
- Caudal de sangre a la entrada: C2Tmin/ml200V entent °==&
- Aire y resto de la habitación: 1C25TTC25T hab3hab,rmaire =ε°==°=
- Superficie exterior del conducto: 9.0ext =ε
Apartado 2:
- Matriz sólida: W/K²m001.0RC40T cont,tmatriz =°=
Incógnitas:
- Apartado 1: Temperatura de salida de la sangre al final del conducto, Tsal .
- Apartado 2: Longitud del conducto embebido en la matriz, Lmatriz, para que la
temperatura de salida de la matriz sea 37°C.
Hipótesis:
- Conducción unidimensional en la pared del conducto
Esquema:
Desarrollo:
Apartado 1:
El caudal volumétrico a la entrada lo convertimos en caudal másico:
s/kg0034.0Vm ent =ρ= &&
Agua a presión atmosférica y 2°C, Tabla 4.5: ³m/kg1005=ρ
Si realizamos un balance de energía sobre el volumen de sangre que circula por el
interior del conducto:
( )entsalp TTcmq −= &
Sección media
Del conducto
m
Tent
&
salT
int,convq
ext,radq
ext,convq

81
Ese calor que gana la sangre es igual al calor que desde el exterior atraviesa el
conducto, utilizando la analogía eléctrica para conducción en la sección media del
conducto (supondremos que la temperatura en la sección media es la media de
masas):
( )
( ) extext,rext
intext
intint
salent
hab
Ahh
1
Lk2
D/Dln
Ah
1
2
TT
T
q
+
+
π
+
+
−
=
Igualando esta ecuación con la anterior tendremos:
( ) ( )
( ) extext,rext
intext
intint
salent
hab
entsalp
Ahh
1
Lk2
D/Dln
Ah
1
2
TT
T
TTcm
+
+
π
+
+
−
=−& (1)
Las incógnitas en esta ecuación son: ext,rextintsal h,h,h,T
Podemos plantear tres ecuaciones más para cerrar el problema que son:
( )
( )
3
suphab
extext,r
extext
intint
2
TT
4h
Pr,GrfNuh
PrRe,fNuh







 +
εσ=
=→
=→
Con estas cuatro ecuaciones el problema queda cerrado pero al ser fuertemente no
lineal estableceremos un proceso iterativo para resolverlo.
1. Suponer la temperatura de salida, entre la de entrada y la de la habitación,
C10Tsal °= .
2. Calcular el coeficiente de película interior.
3. Calcular el coeficiente de película exterior.
4. Calcular el coeficiente de película radiante exterior.
5. Calcular la temperatura de salida de la ecuación (1)
6. Si esta temperatura es muy diferente de la inicial volver a 2.
Coeficiente de película interior:
451.287
D
m4
Re
int
=
µπ
=
&
Propiedades de la sangre (agua) a la tª media de masas (aprox. 5°C, Tabla 4.5)







=
=
=ρ
=µ −
0.11Pr
W/mK5748.0k
kg/m³1004
kg/ms10·1506 6
El régimen es laminar con el flujo completamente desarrollado, dadas estas
condiciones podemos usar los valores para temperatura superficial constante o flujo
de calor constante. Nuestro caso está más cercano al problema de temperatura

82
superficial constante puesto que la temperatura de la habitación es constante a lo
largo del tubo.
Usaremos la correlación (23) de la tabla 6.6:
K²m/W377.210h66.3
k
Dh
Nu int
intint
D === .
Calcular el coeficiente de película exterior:
Si suponemos que la resistencia controlante será la asociada al coeficiente de
película exterior podemos estimar que la temperatura superficial media del exterior
del conducto será muy parecida a la temperatura media de masas (10+2)/2 = 6°C.
Podemos utilizar la correlación de Morgan (40, tabla 6.9) donde las propiedades
deben evaluarse a la temperatura media de película (25+6)/2 = 15.5°C
Propiedades del aire a 15°C







=
+
=β
=
=
=υ −
0035.0
15.2735.15
1
0732Pr
W/mK025.0k
kg/ms10·15 6
5824Pr
DTg
Ra 2
3
ext
D =
υ
∆β
= , con este valor del número de Rayleigh la correlación de
Morgan toma el siguiente valor:
K²m/W746.7hRa85.0
k
Dh
Nu ext
188.0
D
extext
D =→==
Calcular el coeficiente de película radiante exterior:
K²m/W91.4
2
TT
4h
3
suphab
extext,r =






 +
εσ=
Volvemos a la ecuación (1) para calcular la temperatura de salida de la sangre:
( )
( ) W/K359.01071.00303.0
2
C2T
C25
C2TK·kg/J4201s/kg034.0
sal
sal
++
°+
−°
=°−
C5C03.5Tsal °≈°=
Ahora deberíamos volver a recalcular los coeficientes de película pero estos no van
a cambiar apreciablemente.
Apartado 2:
El flujo de calor absorbido por la sangre en el proceso de calentamiento en el
interior del calentador de sangre será:
( ) W784.454C32K·kg/J4180s/kg0034.0C5C37cmq p =°=°−°= &

83
Propiedades de la sangre (agua) a la tª media de masas (aprox. 20°C, Tabla 4.5)







=
=
=ρ
=µ −
K·kg/J4180c
W/mK5998.0k
kg/m³5.999
kg/ms10·1001
p
6
Este calor es igual al transferido desde las paredes del calentador
C21T
R
h
1
q
LDA
A
R
Ah
1
C21T
q
matriz
cont,t
int
matrizintint
int
cont,t
intint
matriz
°−






+
=π=
+
°−
=
Si calculamos el número de Reynolds veremos que el problema sigue siendo
laminar y que por tanto:
K²m/W527.219h66.3
k
Dh
Nu int
intint
D ===
Despejando de la ecuación anterior:
m233.4Lmatriz =

Conveccion1

Más contenido relacionado

La actualidad más candente (20)

Destacado (12)

Similar a Conveccion1 (20)

Último (20)

Conveccion1