alfredo josÉ alvim de castro desenvolvimento de … · para analise de ebuliÇÃo tess de mestrado...

ALFREDO JOSÉ ALVIM DE CASTRO

DESENVOLVIMENTO DE UM APARATO EXPERIMENTAL

PARA ANALISE DE EBULIÇÃO

TESS DE MESTRADO

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA

Rio de Janeiro, abril de 19C4

ALFREDO JOSÉ ALVIM DE CASTRO

DESENVOLVIMENTO DE DM APARATO EXPERIMENTAL

PARA ANALISE DE EBULIÇÃO

Tece de Mestrado apresentada ao

Departamento de Engenharia Meca

nica da PUC/RJ, cono parte dos

requisitos para obtenção do ti-

tulo de Mestre em Engenharia Me

cãnica.

Orientador: Pedro Carajilescov

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA

PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO RIO DE JANEIRO

Rio de Janeiro, abril de 1984

A meu pai

e minha role ,

in memorían.

AGRADECIMENTOS

Ao Prof. Pedro Carajilescov, pela dedicada orientação.

Aos Professoras Alcir Paro Orlando e Antonio Santos

Vargas, pelo apoio constante.

Ao Prof. Farber, por sua gentil colaboração na elucida

ção do problema de medida de temperatura da superfície

de aquecimento.

Ao Prof. Pacheco, pelo apoio constante e facilidades

encontradas no Laboratório de Maquinas Elétricas.

Aos técnicos Carlos e Jorge do Laboratório de Máquinas

Elétricas, pelo apoio conctante.

Aos auxiliares, Lourenço Ribeiro e Celso Fonseca, pe-

las colaborações na montagem do aparato.

Ao ITUC, pela participação do técnico José Antonio e

do soldador Vicente Pascoal.

A Cindi, pelo trabalho da datilografia.

A Sônia, pela paciência.

A Comissão Nacional de Energia Nuclear (CNEN), pelo

financiamento recebido durante o curso.

RESUMO

A ebulição nucleada é o regime de ebulição de maior

interesse para a maioria das aplicações praticas. Neste regime,

altos fluxos de calor podem ser atingidos de uma maneira estável*

para moderados superaquecimentos da superfície.

Neste vrabalho, é desenvolvido ura aparato experimen-

tal para o estudo dos fatores que afetam a ebulição nucleada.

Este aparato experimental é testado, fazendo-se ensaios de ebuljl

ção nucleada em uma seção de teste anular, para um escoamento de

água subresfriada. São realizados ensaios variando os seguintes

parâmetros: pressão, velocidade do fluido e temperatura de entra

da do fluido na seção de testa.

0 desempenho do aparato experimental e analisado atra

vis dos resultados obtidos e dos problemas surgidos durante o

experimento.

ABSTRACT

Nucleate boiling is the most interesting boiling regime

for practical applications. Such regime is characterized by very

high heat transfer rates with only small surface superheating.

In this work, an experimental apparatus is developed

for the study of the parameters that affect nucleate boiling. The

experimental setup is tested for nucleate boiling in an annular

test section with subcooled water flow. The following parameters

are analyzed: pressure» fluid velocity and the fluid temperature

at the test section entrance.

The performance of the experimental apparatus is

analyzed by the results and by the problems raised by the

operation of the setup.

SUMARIO

pag.

NOMENCLATURA

LISTA DE FIGURAS

LISTA DE TABELAS

CAPITULO 1:" INTRODUÇÃO 1

1.1 - CONSIDERAÇÕES GERAIS 1

1.2 - REVISÃO DE LITERATURA 5

1.3 - PRESENTE TRABALHO 10

CAPITULO 2 - APARATO EXPERIMENTAL ' ' V 12

11.1 - INTRODUÇÃO 12

11.2 - SEÇÃO DE TESTE 12

11.3 - SISTEMA DE AQUECIMENTO 19

11.4 - CIRCUITO HIDRÁULICO 24

11.5 - INSTRUMENTAÇÃO 27

11.5.1 - MEDIDAS DE VAZÃO 29

11.5.2 - MEDIDAS DE TEMPERATURA 29

11.5.3 - MEDIDAS DE DIFERENÇA DE POTENCIAL ECORRENTE NO TUBO DE AQUECIMENTO 32

11.6 - MÉTODO DE OPERAÇÃO 33

CAPITULO 3 - RESULTADOS EXPERIMENTAIS 36

111.1 - INTRODUÇÃO 36

111.2 - REDUÇÃO DE DADOS 38

111.3 - RESULTADOS 40

pag.

111.3.1 - EFEITO DA PRESSÃO NA SEÇÃO DE TOSTE 41

111.3.2 - EFEITO DA VELOCIDADE DO FLUIDO NA SEÇÃO

DE TESTE 42

111.3.3 - EFEITO DO GRAU DE SUBRESFRIAHENTO 43

111.3.4 - COMPARAÇÃO COM CORRELAÇÕES 43

CAPÍTULO 4 - COMENTÁRIOS E CONCLUSÕES 57

APÊNDICES

A - ANÁLISE DE INCERTEZAS . 60

B - VALORES EXPERIMENTAIS 52

C - VALORES REDUZIDOS 93

D - CALIBRAÇÃO 123

D.l - CALIBRAÇÃO DAS PLACAS DE ORIFÍCIO 123

D.2 - CURVA DE CALIBRAÇÃO DO ROTÃMETRO 128

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 129

NOMENCLATURA

LETRAS LATINAS

A. - área ás fluxo.

A- - ãrea do orifício.

D - diâmetro.

D - diâmetro externo do tubo de aquecimento.e

D. - diâmetro interno do tubo de aquecimento.

B - voltagem aplicada ã seção de teste.

&E - incertaza associada ã voltagem.

g - aceleração da gravidade.

G - vazão nássica por unidade de área.

I - corrente aplicada ã seção de teste.

AI - incerteza associada â corrente.

K - condutividade térmica do inox 316-L.

h - comprimento do tubo de aquecimento.

P - pressão do fluido.

AP - queda de pressão.

Ql - vazão volumétrica na placa 1.

Q2 - vazão volumétrica na placa 2.

Q - vazão volumétrica no rotâmetro.KOX

q" - fluxo ce calor.Ag" - incerteza associada ao fluxo de calor.

q"* - densidade de potência.

R - resistência elétrica.* •

T - temperatura.

T. - temperatura do fluido na entrada da seção

de teste.

T Q u t - temperatura do fluido na saida da seção

de teste.

T. .- temperatura do fluido.

Tw - temperatura da parede.

IV - temperatura da parede externa do tubo deaquecimento.

IV* - temperatura da parede interna do tubo de

aquecimento.

AOV - incerteza associada S temperatura da paree ~

òe externa.ÔTW, - incerteza associada â temperatura da pare

de interna.

T . - temperatura de saturação do fluido ã pressac ~"

são do sistema.(AT .) = (Tw-T .) - grau de s upe r-aque cimento da superfície.sa£ sac

(AT_ . ) • (T .-T-) - grau de subresfriamento do fluido,suo sat t

UT«. w t ) «(T .-T. )-grau de subresfriamento do fluido na entraSUO/in sat in —

da da seção de teste.

Vg_ - velocidade do fluido na seção de teste.

V. - volume do tubo de aquecimento.

X. - medida i de um parâmetro.X - média dos valores medidos de um parâmetro.

2 - variável representativa da altura no com-

primento aquecido da seção de teste.

LETRAS GREGAS "

0 - relação entre os diâmetros do orifício e da

tubulação.

Y - peso especifico do fluido,

p - resistividade especifica,

o - desvio padrão da média.

+ - potência.

LISTA DE FIGURAS

Figura

Figura

Figura

Figura

1:

2:

3:

Figura

Figura

Figura

Figura

Figura

4:

5:

6:

7:

8:

9:

Regimes de Ebulição.

Desenho Esquemãtico do Circuito de

Thom et ai.

Desenho Esquemãtico do Circuito

Hidráulico da Technische

Universitãt MUnchen.

Desenho Esquemãtico do Aparato Experimental.

Corte Axisl do Tubo Interno.

Seção de Teste.

Desenho da Tampa de Teflon.

Fotografia do Tubo Interno com as

as Tampas de Teflon.

Desenho Esquemãtico do Sistema deAquecimento Elétrico.

Pag

2

Figura

Figura

Figura

Figura

Figura

Figura

Figura

Figura

Figura

10:

11:

12:

13:

14:

15:

16:

17:

18:

9

13

14

16

18

18

19

Fotografia do Regulador de Indução Monofásico. 21

Fotografia do Quadro de Comando Elétrico. 21

Fotografia, do Transformador Elétrico. 22

Fotografia da Ponte Monofãsica Onda Completa. 22

Fotografia da Ligação Elétrica no Terminal

Superior da Seção de Teste. 23

Desenho Esquemãtico do Trocador de Calor. 25

Fotografia do Tanque de Pressurização. 26

Fotografia dos Manômctros Diferenciais. 28

Fotografia do Multímetro Fluke 224OBDatta Logger. 28

Figura 19: 'Desenho Esquemãtico da Montagem dos Tcrmopares. 30

Figura

Figura

Figura

Figura

21:

22:

23:

24:

Pag-

Figura 20: Desenho Esqueraátiço da Sonda do Termopar

Tipo E. 31

Fotografia do Shunt. * 32

Perfil obtido pelo S.A.S. para Corrida

A.1.1.1. 45

Perfil vbtido pelo S.A.S. para Corrida

B.1.1.3. 46

Efeito da Pressão na Seção de Teste para

Vst » 0,25 a/s. 47

Figura 25: Efeito da Pressão na Seção de Teste para

Vgt - 0,50 n/s. ^ 48

Figura 26: Efeito da Velocidade na Seção de Teste para

P « 3 bar. 49

Figura 27: Efeito da Velocidade na Seção de Teste para

P - 5 bar. 50

Figura 28: Efeito do Grau de Sub-resfriamento para

P - 3 bar. SI

Figura 29: Efeito do Grau de Sub-resfriamento para

P - 5 bar. 52

Figura 30: Comparação com Correlações, para

P = 3 bar e V g t 0,25 m/s. 53

Figura 31: Comparação com Correlações, pura

P » 3 bar e V t - 0,50 m/s. 54


P » 5 bar e V • 0,25 m/s. 55


P « 5 bar e V t - 0,50 m/s. 56

Figura D-I: Curva de Calibração do Rotâmetro. 128

LISTA DE TABELAS

Tabela 1: Valores cobertos pelo experimento. 10

Tabela 2: Resistividade Específica e ResistênciaElétrica dos Elementos que compõem o tubo

interno. 15

Tabela 3: Medidores de Vazão. 29

Tabela 4: Faixa de Potência analisada 37

Tabela B-I: Critério de Chauvenet para rejeição de

medidas. 63

Tabela B.l: Valores Experimentais Corrida A.1.1.1. 64

Tabela B.2: Valores Experimentais Corrida A.1.1.2. 65









Tabela B.ll: Valores Experimentais Corrida A.1.2.4. 74



Tabela B.14: Valores Experiemntais Corrida A.1.2.7. 77


Tabela B.16: Valores Experimentais Corrida B.l.1.1. 79

Tabela B.17: Valores Experimentais Corrida B.l,1.2. 80



Tabela B.20:

Tabela B.21:

Tabela B.22:

Tabela B.23:

Tabela B.24:

Tabela B.25:

Tabela B.26:

Tabela B.27:

Tabela B.28:

Tabela B.29:

Tabela C l :

Tabela C:2:

Tabela C.3:

Tabela C.4:

Tabela C S :

Tabela C.6:

Tabela C 7 :

Tabela C.8:

Tabela C 9 :

Tabela CIO:

Tabela Cll:

Tabela C.12:

Tabela C13:

Tabela C14:

Tabela C15:

Tabela C.16:

Tabula C.17:

Tabela C18:

Tabela C.19:

Valores Experimentais

Valores ExperimentaisValores Experimentais

Yalores Experimentais







Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores deduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Corrida B.2.1.1.

Corrida B.2.1.2.CorTida B.2.1.3.

Corrida B.1.2.1.

Corrida B.l.2.2.

Corrida B.l.2.3.

Corrida B.l.2.4.

Corrida B.2.2.1.

Corrida B.2.2.2.

Corrida B.2.2.3.

Corrida A.1.1.1.

Corrida A.1.1.2.

Corrida A.1.1.3.

Corrida A.1.1.4.

Corrida A.1.1.5.

Corrida A.1.1.6.

Corrida A.1.1.7.

Corrida A.1.2.1.

Corrida A.1.2.2.

Corrida A.1.2.3.

Corrida A.1.2.4.

Corrida A.1.2.5.

Corrida A.1.2.6,

Corrida A.1.2.7.

Corrida A.2.2.1.

Corrida B.1.1.1.

Corrida B.l.1.2,

Corrida B.1.1*3,

Corrida B.l.1.4,

pag-

83

84

85

86

87

88

89

90

91

92

94

95

9C

97

98

99

100

101

102

105

104

105

106

107

108

109

110

111

pag.

Tabela C.20:

Tabela C.21:

Tabela C.22:

Tabsla C.23:

Tabela C.24:

Tabela C.25:

Tabela C.26:

Tabela C.27:

Tabela C.28:

Tabela C.29:

Tabela D-I:

Tabela D-II:

Tabela D-III:

Tabela D-IV:

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Valores Reduzidos

Corrida B.2.1.1.

Corrida B.2.1.2.

Corrida B.2.1.3.

Corrida B.1.2.1.

Corrida B.l.2.2.

Corrida B.1.2.3.

Corrida B.1.2.4.

Corrida B.2.2.1.

Corrida B.2.2.2.

Corrida B.2.2.3.

Classificação das Placas de Orifício

Calibração da Placa 1.

Calibração da Placa 2.

Equações de Calibração.

113

114

11S

116

117

118

119

120

121

122

124

12S

126

127

CAPÍTULO 1

INTRODUÇÃO

1.1. - CONSIDERAÇÕES GERAIS

Ebulição consiste no processo de transferência de ca

lor envolvendo mudança de fase de um líquido, com a formação de

bolhas de vapor.

Com o desenvolvimento de reatores nucleares e bocais

de foguetes, grande interesse foi despertado pelo processo de

ebulição, por fornecer altas taxas de troca de calor com relati-

vamente pequenas diferenças de temperatura entre a parede aqueci,

da e o fluido. Exemplificando, as taxas de transferência de ca-

lor, era modernos aquecedores tipo "boiler", atingem valores entre

5 a 30 kilowatts/ra2, enquanto que, em reatores nucleares e bo-

cais de foguetes, essas taxas podem atingir valores de IO3 a 1011

kilowatts/m2.

Dois tipos de ebulição podem ser considerados: ebuLi

çâo sem escoamento (pool boiling) e ebulição com escoamento(flow

boiling).

A ebulição sen escoamento ocorre era superfícies aque

citias, submersas en reservatórios con líquido inicialmente para-

do. .

A ebulição con escoamento se distingue da ebulição

sen escoamento, pela presença do escoamento de um fluido causado

por circulação natural em um circuito ou forçado por uma bomba

externa.

Nestes tipos básicos, a ebulição pode apresentar di-

versos aspectos, os quais são chamados, geralmente, de "regimes

de ebulição". Estes regimes foram apresentados, inicialmente,por

Mukiyama C 1 1, sendo verificados experimentalmente por Mac Adams

et al.C 2 1 , e Farber e ScorahC 3 ] , entre outros. Estes regimes

são apresentados, esquematicamente, na Fig. 1, onde q" é o fluxo

de calor na superfície e (T -T__.) é o grau de superaquecimento,W Sat

senão T a temperatura da parede e T . a temperatura de satura-

ção do fluido ã pressão do sistema.

log qCOM ESCOAMENTO

SEM ESCOAMENTO

FLUXO CRITICODE CALOR

log (Tw -T»*T . )

A . 0 _ — CONVECCZO NATURAL OU FORÇADA

B - C — — EBULICtO NUCLEADA

C - 0 — EBULIÇXO PELICÜLAR PARCIAL OU INSTA'VCLJ J . £ — — EBULIÇXO PELICULAR ESTÁVEL

-5-

Na região A-B, o liquido é aquecido por convecçao

com o mecanismo de uma fase.

Na região B-C, o liquido perto da superfície é supe*

aquecido e tende a evaporar-se, formando bolhas aonde existem

centros de nucleação tais como pequenos arranhões e cavidades na

superfície. As bolhas transportam o calor latente de mudança de

fase e também aumentam o q" convectivo. Esse mecanismo é chamado

da Ebulição Nucleada.

Existem dois subxegimes era ebulição nucleada: ebuli-

ção superficial ou subresfriada e ebulição em massa. Na ebulição

superficial, as bolhas formam-se na superfície aquecida e se con

densaro localmente. A ebulição em massa ocorre em liquido satura-

do.

No mecanismo da ebulição nucleada, q" , varia com

^Tw~Tsat*n o n^ e n t o m a valores entre 2 e 5. Contudo, o fluxo de

calor não pode ser aumentado indefinidamente. Quando o número de

bolhas torna-se muito grande, elas impedem a passagem de liquido

para a superfície. 0 vapor forma uma camada isolante na superfí-

cie de aquecimento, o que leva a ura grande aumento da diferença

de temperaturas. Este fato ê chamado de crise de ebulição. 0 q"

associado é chamado de fluxo crítico de calor.

Na região C-D, a ebulição torna-se instável e o raeca

nismo é chamado de Ebulição Pelicular Parcial ou Instável. A su-

perfície é alternativamente coberta por uma canada de vapor e

uma camada de líquido, resultando em temperaturas de superfície

oscilantes.

Na região D-E, uma película de vapor estável é forma

da sobre a superfície, e q" atinge um mínimo. Este regime é cha-

mado de Ebulição Pelicular Estável. Aumentando a diferença de

-4-

tettperaturas, q" cresce devido a radiação térmica.

Com ou sen escoamento, o regime de maior interesse,

pa?a a maioria das aplicações práticas, é o de ebulição nuclea

da, onde altos fluxos de calor podem ser atingidos de uma manei-

ra estável, para moderados superaquecimentos da superfície.

Diversos fatores afetam o processo de ebulição nucle

ada, podendo ser mencionadas a pressão do sistema, a velocidade

úm escoamento do fluido, o grau de subresfriamento do fluido (de

finido como sendo a diferença entre a temperatura de saturação

do fluido, ã pressão do sistema, e a sua temperatura de mistura),

o acabamento da superfície de aquecimento, assim come as caracte

rísticas de molhamento do fluido em relação ao material da super

fície.

-5-

1.2. - REVISÃO DE LITERATURA

Transferência de calor por ebulição nucleada tem s i -

do tratada por diversos autores. Bergles e RohsenowC 4 3estabele

ceram um método gráfico, baseado era superaquecimento local do

fluido junto ã parede de aquecimento, para a determinação da in-

cipiência da ebulição nucleada considerando água na faixa de

pressão de 1 a 138 bar. Este método resulta n3 equaçãoJp,23<J

> =0,556 f q" (0,463P ) n i

1,1561082 P '

(AT . ) = (T -T «.) = grau de superaquecimento dosat I E N v sat

onde:

fluido para inicio da ebulição nucleada, dado em 9C;

** IEN = fluxo de calor para incipiência de ebulição nucle

ada, em Watts/m2;

P = pressão do fluido, em bar.

Mac Adams et a l [ 5 3 estudaram ebulição nucleada

subresfriada com água pura, em uma seção de teste anular, coro um

tubo de aço inoxidável aquecido eletricazsente. O tubo externo

foi confeccionado em vidro.

Os dados obtidos por Mac Adans et ai , são representa

dos por0,259

(AT »./ ™ (q") , (2)Sat n M C CMC

onde:

(AT Í ) * (T - T ) - grau de superaquecimento8 a t ENS W S a c E.N.S. ç

do fluido coro ebulição nucleaâa subresfriada, dado em C;

(q*) * fluxo de calor para ebulição nucleada subresfriENS

-to-

, dado em Megavatts/m2;

t * 22,62 » coeficiente da equação para uma concentração

de 3OOcm3 de ar em Ia3 de água;

f » 28,92 = coeficiente da equação para uma concentração

de 600cm3 de ar em lm3 de água.

A equação (2) representou os dados satisfatoriaraen

te para: V_ t • velocidade na seção de teste de 0,3 a ll,0n/s ,

faixa de pressão de 2 a 6 bar, A T g u b =* tTs at ~

Tf* * 9 r a u *• suíí"

resfriamento da água de 11,0 a 83,0 C.

Jens e LottesC 6 3 sunarizarara experimentos em e-

bulição nucleada subresfriada, com escoamento de água no sentido

superior em tubos verticais de níquel e aço inoxidável. Os estu-

dos realizados resultarara na equação

ENS ENS

onde:

(AT ) • (T - T ) , grau de superaquecimento8at ENS W sat ENS ç

do fluido com ebulição nucleada subresfriada, dado em C;

(q")_^ s » fluxo de calor para ebulição nucleada subresfrjL

ada, em Megawatts/ro2;

P * pressão do fluido, dada era bar.

A equação (3) é valida para os seguintes valores :

faixa de pressão de 7 a 172 bar, T f * temperatura do fluido de

115 a 3409C, G = vazão mássica por unidade de área de 11x10* a

105x10* Kg/m 2.s. e fluxo de calor até 12,5 Megawatts/m2.

Thom et aiC 7 1, através de estudos de ebulição nu-

oleada sub-resfriada para água, em tubos e canais anulares de

aço Inoxidável, obtiveram a correlação

-7-

ÍAT \ m 00 ft«i ln*\ »»»s) ~(P/87)lATsat'ENS 22'65 (q 'ENS *

<Tw " W E N S ' dado - °C '

onde:

(q")ENS - dado era Megawatts/m2 ;

P - dado em bar.

Esta correlação foi desenvolvida para parâmetros nas

faixas:

P • 50 a 130 bar;

V s velocidade na seção de teste de 1,50 a 6,00 m/s ;

AT_.,T = grau de subresfrlamento do fluido de 20° a 100°C ;

Na figura 2, pode ser observado o circuito hidráulico

utilizado por Thom et ai.

H. Lung, K. Latsch e H. Rarcpf [83 desenvolveram estu-

dos em ebulição nucleada suf-resfriada eni uma seção de teste anu -

lar, com um tubo de 'nconnel 600 aquecido eletricamente. Seus da-

dos experimentais foram comparados com várias correlações e obtive

ram uma boa concordância. Na figura 3 é mostrado o circuito hidráu

lico utilizado em [83 .

- 8 -

V.C.4

. /«UA ME

SJL

T,A.

T.A.T.C,AT.

•.A.B.C.P.O.PA.PMEt.V.C.V.».

RO.

TANQUE DC AMORTECIMENTO

TWOCAOOR OE CALOR

SEÇZO OC TESTEBOMBA OE ALIMENTAÇÃO

BOMBA OE CIRCULAÇÃO BLINOADA

PLACA DE ORIFÍCIO

PRÉ-AQUECEDOR

' PRESSURIZADOR

VÁLVULA OE CONTROLE

' VÁLVULA OE SEGURANÇA

Pig. 2s Desenho Esquema tico óo Circuito <Je Thora et ai.

acs.

BLC.

D.C.9. - FONTE VARiA'vEL OE CORRENTE CONTÍNUA

$.T. - SEÇÃO DE TESTEA.P. - MEDIDOR SE PRESSÃO DIFERENCIAL

PHES. - PRESSURIZADORT.F.M. - MEDIDOR DE VAZÃO TIPO TURBINAVLC. - VA'LVOLA CE CONTROLE

T.C. - TROCAOOR DE CALORB.C. - BOMBA DE CIRCULAÇÃO BLINDADA

B.V. - BOMBA DE VÁCUO

Pig. 3s Desenho Esquemático do Circuito Hidráulico da

Technische üniversitat Munchen.

-lü-

1.3. - PRESENTE TRABALHO"

Este trabalho tem conto objetivo principal o desen-

volvimento de um circuito hidráulico pressurizado, em escala re-

duzida, para o estudo dos fatores que afetam a ebulição nucleada.

Este circuito e sua instrumentação são testados,

fazendo-se ensaios de ebulição nucleada para escoamento suores -

friado em água, em uma seção de teste anular com um tubo de aço

inoxidável 316-L aquecido eietricamente.

São realizadas corridas variando os parâmetros

pressão do sistema, velocidade do escoamento e temperatura de en

trada do fluido ( T. ) na seção de teste.

m *

A tabela 1 mostra as condições cobertas por este tra

balho, no qual o fluxo de calor variou de 25 a 47 • watts/cm*.

Tabela 1: Valores cobertos pelo experimento.

P Á bar)

3

3

5

5

0

0

0

0

(ra/s)

,25

/50

,25

,50

*Tsub

15

30

30

, i n

,o

, 0

,0

a

a

a

sat"

2 0 ,

2 0 ,

35 ,

3 5 ,

Tin>

0*C

09C

09C

09C

-I I-

No capitulo 2,ê apresentado o aparato experimental

con sua seção de teste, sistema de aquecimento, instrumentação e

modo de operação.

No capítulo 3,é apresentada - formulação teórica

que foi aplicada aos resultados experimentais. Os resultados ob-

tidos são comparados com as correlações de Nau Adams et ai t 5 3 *

Jens e Lottes C 6 1 e Thont et ai C 7 1, sendo considerados satisfa-

tórios .

No capítulo 4,os resultados e o desempenho do apara

to experimental são analisados.

CAPITULO 2

APARATO EXPERIMENTAL

11.1. - INTRODUÇÃO

O aparato experimental desenvolvido é apresentado na

figura 4.

As partes principais deste aparato são:

- Seção de Teste.

- Sistema de Aquecimento.

- Circuito Hidráulico.

- Instrumentação .

11.2. - SEÇÃO DE TESTE

Para o estudo dos fatores que afetam a ebulição nu-

cleada, foi desenvolvida uma seção de teste anular formada por

dois tubos concêntricos.

O tubo interno funciona como uma resistência elétri-

ca quando acoplado a uma fonte de corrente contínua. A resistên-

-li"

I ttçXo oc TUTC

ROMBA K CIRCULAÇÃO

TMCADON DC CALOR

FMMMMZAOOlt

n*cA K oftirieio im u K ORIFÍCIO t

VÁLVULA* MULHA

CAIXA K ALIMINTApXo

C M M PC NÍVCL COMTANTI

10 MfTKMA K RKOUUMtM C MOTCÇXo 00 PRMSUHIZAPOR

11 WÍLVULA DC MCNAMM 00 CICUITO

I t WÍLWlA n CONTROLE OC ALIMENTAÇÃO

I » wCvWLA M DRfNAMM O» PftCMURIZADOR

14 W&.WLA »C««n.AO0RA 01 VAlÃO DO TROCADOft

I » VALWLA K RK0ULAMM PC f

• • VALVUU K CNTRAOA Df AR

i r rmti ec CORWMTI CONTÍNUA

Píg. 4: Desenho Esquemático do Aparato Experimental

- 14 -

1 J-TÜBO OC AQUECIMENTO

2)-TERMINAL ELÉTRICOINFERIOR

3 ) - TERM INAL ELE'TB ICOSUPERIOR

ESCALA P/0- 1 /1

ESCALA P/L> 1/5

Fig. 5: Corte Axial do Tubo Interno.

-15-

cia • constituída por um. tubo de aço inoxidável 316-L, soldado

COB prata a uma barra de cobre ea sua parte inferior e soldado

com prata em sua parte superior a um tubo de cobre.

Na figura 5 -é visualizado o desenho de um corte* ax_i

•1 do tubo interno mostrando os seus detalhes e dimensões princi

pais. Neste desenho são usados fatores de escala diferentes para

L e D, pelo motivo da relação L/D ser muito grande.

Na tabela 2, verifica-se que a resistência

do tubo de aço inox é bastante superior ãs resistências do tubo

e da barra de cobre. Desta forma, o tubo interno pode ser anali-

sado como sendo formado por um tubo de aquecimento central, com

um comprimento ativo de 500mm, soldado a dois terminais elétri-

cos de cobre.

Tabela 2: Resistividade Especifica e Resistência Elétricados Elementos que compSero o tubo interno.

T - 209C

TUBO DECOBRE

BARRA DECOBRE

TUBO INOX316-L

p-(|i Ohms.cm)

8,0

8,0

74,0

R- (pL/A) - (Ohms)

0,86 X IO"3

0,43 x 10~

23,55 x 10"

0 terminal elétrico superior é constituído por um

tubo, através do qual é inserida uma sonda coro termopar para ava

liação do perfil de temperatura interna do tubo de aquecimento.

-TUBO INTERNO

-TUBO EXTERNO

-TOMADA DE PRESSÍO ESTÁTICA

-TE LIGAfXO 3 / « "

5 I -TAMPA DE TEFLON

ESCALA P/L: 1/»

ESCALA P / 0 : 1/2

Fig. fis Seção de Teste.

-17-

A seção de teste é complementada por ura tubo externo

de ferro galvanizado e duas taipas de teflon.

As tampas de teflon possuem as seguintes funções:

- fixar os tubos concentricamente;

- vedar a seção de teste;

- isolar eletricamente o sistema.

O desenho da seção de teste e apresentado na figura

6. São usados fatores de escala diferentes para L e D, pelo mes-

mo motivo da figura S. Neste desenho pode ser observado duas to-

madas de pressão estática para avaliação da queda de pressão ao

longo do tubo de aquecimento.

As figuras 7 e 8 , apresentam respectivamente o dese

nho da tampa de Leflon e a fotografia do tubo interno com as tara

pas de teflon.

A grande vantagem da seção de teste construída, con-

siste na facilidade de montagem e desmontagem da mesma, para e-

ventuais reparos e manutenção.

Para a realização dos experimentos a seção de teste

é isolada termicaroente pela colocação de uma canaleta de fibra

de vidro com diâmetro externo de 40mm.

- I t t -

IF

Fig.7 : Desenho da Tampa de Teflon*

Fig. 8 : Fotografia do Tubo Interno cora as tampas de Teflon.

II.3. - SISTEMA DE AQUECIMENTO

Para o aquecimento da seção de teste, una fonte de

corrente contínua foi montada constando dos seguintes equipamen-

tos:

- um regulador de indução monofãsica de 25K VA para

corrente alternada;

- um transformador de 10 KVA;

- um conjunto de silício ponte monofásica onda com-

pleta, formado por 4 diodos SKN 320/02 e 4 dissi-

padores K055 (M 24).

O esquema do sistema elétrico é apresentado na figu-

ra 9 .

s

• — REGULADOR DEINDUÇÃO

TRANSFORMADOR

•• • e

sss<

<

<1

M M

M M

•

\3\

> •

^ it Ci

SEC

Fig. 9 : Desenho Esquematico do Sistema de

Aquecimento Elétrico*

-20-

0 primário do regulador' de indução é alimentado pela

rede com 220 volts e 60 Hertz. A tensão no secundário pode ser

regulada entre 70 e 400 volts, através do quadro de comando ele-

tricô.

Nas figuras 10 e 11 slo mostradas fotografias do re-

gulador e do seu quadro de comando.

O transformador possui 128 espiras da fio 8 AWG no

primário e 8 espiras de cabo flexível 2/0 no secundário.

Para obtenção de corrente continua, as duas pontas

do cabo 2/0 AWG do transformador são ligadas a ponte monofásica.

A corrente continua é transmitida a seção de teste

por dois cabos 2/0 AWG, que ligam as saídas da ponte monofásica

aos terminais elétricos do tubo de aquecimento.

Conto medida de segurança, dois disjuntores de 70 Am-

peres estão instalados na sala do aparato experimental.Estes di£

juntores atuam nos fios de transmissão de energia do regulador

de indução para o transformador.

As fotografias das figuras 12, 13 e 14 mostram deta-

lhes do transformador, da ponte monofásica e da ligação do cabo

elétrico no terminal superior da seção de teste.

Fig. 10: Fotografia do Regulador de Indução

Monofásico*

Fig. 11: Fotografia do Quadro de Comando Elétrico,

Pig. 12: Fotografia do Transformador Elétrico.

Fig. 13; Fotografia da Ponte Monofásica Onda Completa»

-o-

Fig. 14: Fotografia da Ligação Elétrica no Terminal

Superior da Seção de Teste,

-24-

11.1. - CIRCUITO HIDRÁULICO

O circuito hidráulico geral é visualizado na figura

4. Ele consta basicamente de um circuito principal com água des-

mineralizada e dois circuitos auxiliares. Os dois circuitos auxi

liares são respectivamente para a água de refrigeração do troca-

ãor e para a pressurização do sistema com ar comprimido.

O circuito principal ê constituído por uma bomba cen

trlfuga Worthington de 1,5CV "a 220 Volts, um trocador de calor,

um tanque de pressurização, uma caixa de 100 litros para a ali-

mentação, duas válvulas agulha e a seção de teste. A tubulação

deste circuito é de ferro galvanizado (diâmetro 3/4" schedule

40), com uma ramificação de cobre (diâmetro 1/8" schedule 40) pa

ra conexão do tanque de pressurização.

Água desmineralizada é utilizada nos experimentos pa

ra minimizar a corrosão das superfícies metálicas, as fugas de

corrente e a eletrõlise da água.

As figuras 15 e 16 apresentam o desenho esquemático

do trocador de calor e a fotografia do tanque de pressurização.

0 trocador de calor é do tipo tubos concêntricôs com

correntes opostas. Ele possui l,50m para comprimento efetivo má-

ximo de troca de calor.

O tanque de pressurização possui um volume de 60 li-

tros e uma pressão máxima para operação de 14Kgf/cm2.

0 circuito auxiliar de água é composto pela entrada

geral de água da sala do experimento, uma caixa de 50 litros com

bõia, um rotâmetro e uma válvula gaveta, A caixa está posiciona-

da a dois metros de altura para que a vazão de refrigeração seja

<D

FLANGE8 FUROS DE 0 6

TUBO EXTERNOTUBO INTERNOFLANGE

'CURO«ALVANIZADO

ÁGUA DEREFRIGERAÇÃO

ACUA CIRCUITO PRINCIPAL

Fig. 15: Desenho Esquemãtico do Trocador de Calor,

obtida por gravidade. Sua tubulação ê feita de ferro galvanizado

(diâmetro 1/2" schedule 40)..

Para a pressurizaçao do sistema, a linha de ar com-

primido do Laboratório do Experimento é acoplada ao tanque de

pressurização através de tubos de cobre (diâmetro 1/8" schedule

40) e uma válvula gaveta.

Fig. 16 s Fotografia do Tanque de Pressurizaçao,

I1.5. - INSTRUMENTAÇÃO

Basicamente,são efetuadas as seguintes medições:

- temperatura do fluido na entrada e na salda da se-

ção de teste.

- perfil de temperatura no interior do tubo de aque-

cimento.

- vazão na seção de teste e na entrada da bomba.

- vazão da água de refrigeração.

- diferença de potencial e corrente no tubo de aque-

cimento.

Para a aquisição dos dados medidos por queda de pres

são, são utilizados dois manômetros diferenciais, com faixa de

leitura de 0 a 1000 mrnHg, cuja menor divisão é 2 nuntlg.

Os dados obtidos através de sinal elétrico, são medi.

dos pelo muitimetro Fluke Model 2240B Data Logger. Este muitime-

tro permite a monitoração e o registro de 60 canais. A transmit

são do sinal elétrico ao ir.ultímetro é realizada por um conector

isotérmico, o qual pode transmitir áez sinais simultaneamente.

Neste experimento,são utilizados 5 canais e 1 conector isotérmi-

co.

Os manômetros diferenciais e o multímetro podejp ser

observados nas figuras 17 e 18 respectivamente.

Fig. 17; Fotografia dos Manõmetros Diferenciais*

Fig. 18: Fotografia do Multímetro Fluke 2240B

Datta Logger,

11.5.1. - MEDIDAS DE VAZÃO

•

São utilizados duas placas de orifício no circuito

principal e um rotâmetro no circuito auxiliar de refrigeração. A

tabela 3 apresenta os medidores com a sua correspon-

dente localização, equação de calibração e apêndice de referên-

cia.

Tabela 3: Medidores de Vazão.

Posição

entradaseção deteste

entradada bomba

entradaexternatrocadorde calor

Medidor

placa deorifícion9 1

placa deorifícion9 2

rotâmetro

Aquisiçãode Dado

manômetrodiferenciai ~*

manômetrodiferenciai

leituradireta

Equação decalibraçãoem l.o»m.

Q*9,72(AP)TH 20

Q=12,36(AP)TH 20

<W*'90-Qi*-0,12

Faixa deVazão eral.p.m.

2,60 a13,50

3,47 a19,35

0,40 a

4,00

Referência

Aoêndice"D.I

ApêndiceD.I

ApêndiceD.2

* Q. • vazão indicada no rotãnetro

II.5.2. - MEDIDAS DE TEMPERATURA

As medidas de temperatura são realizadas com termo-

pares tipos T e E. 0 esquema de montagem adotado nos tertnopares,

para a obtenção da força eletromotriz, é mostrado na figura 19 .

-30-

FIO METÁLICO A

FIO METÁLICO B

JUNTA DE TESTE

FIOS DE COBRE MULTLUETRO

JUNTA FRIAGARRAFA TÉRMICA(GELO + LÍQUIDO)A6UA A 0*C

Fig. 19 : Desenho Esquematico da Montagem dos Termopares»

O acompanhamento da temperatura do fluido é realiza

do através da instalação de dois termopares tipo T, bitola 20,

respectivamente na entrada e na saída da seção de teste.

O perfil de temperatura,no interior do tubo de aque-

cimento, e obtido através de uma sonda com termopar tipo E. Esta

sonda consta de fios de chrome I cons tan tan de 0,015" de diâmetro,

inseridos em um isolador cerâmico com 3mm de diâmetro externo. O

isolador cerâmico é graduado de 5 em 5cm, para que o perfil pos

sa ser determinado medindo-se temperatura em várias alturas no

interior do tubo de aquecimento. 0 desenho esquemático da sonda

é mostrado na figura 20.

Em virtude da falta de um equipamento para calibra-*

ção dos termopares em temperaturas superiores a 100 C, as trans-

9 - -formações dos dados em milivolts para C sao feitas através das

tabelas de calibração da Ecíl S.A.

- • > ! -

GRADUAÇÃO-

ISOLA DO HCERÂMICO

JUNTA DETESTE

ESCALA P/D : 1 / 1

ESCALA P/L: 1 /4

Fig. 20: Desenho Esquemático da Sonda de Termopar Tipo E.

II.5.3. - MEDIDAS DE DIFERENÇA DE POTENCIAL E CORRENTE NO TU30

DE AQUECIMENTO

A voltagem aplicada ao tubo de> aquecimento é obtida

através de dois contactos instalados nas iigações entxe os cabos

2/0 AMG da ponte monofásica e os terminais elétricos do tubo.Es-

tes contactos sao ligados ao conector isotêrnico do mui ti metro.

Para a raedida da corrente transmitida, um shunt de

60 mV para 600 Ampéres está instalado no cabo 2/0 AWG que liga a

ponte monofásica ao terminal elétrico inferior. Este sinal elé-

trico também é transmitido ao mui ti metro. Na figura 21,pode ser

observado uma fotografia do shunt com as suas ligações.

Pig. 21: Fotografia do Shunt.

II.6. - MÉTODO DE OPERAÇÃO

Ha obtenção dos dados experimentais,a operação do

aparato é dividida nas seguintes etapas:

1. alimentação do circuito principal com água desmi-

neralizada.

2. pressurização.

3. colocação do circuito principal em funcionamento.

4. colocação do circuito auxiliar de refrigeração em

funcionamento.

5. colocação da fonte de corrente continua em fundo

namento.

6. ajustes do fluxo de calor, vazão e pressão na se-

ção de teste.

7. obtenção do regime permanente.

8. realização das medidas.

9. parada da fonre de corrente contínua.

10. resfriamento da água do circuito principal.

11. parada do circuito principal.

12. despressurização.

13. parada do circuito auxiliar de refrigeração.

14. drenagem do circuito principal.

Da figura 4, observa-se que o circuito principal é*

alimentado pela caixa®,atraves da abertura da válvula Q2).Duran-

te esta operação, as válvulas (O) e Q4) são abertas para a drena-

gem do ar. Preenchido o circuito, esta etapa é finalizada com o

fechamento das válvulas (12), £~3) e (141

-34-

A pressurizaçlo é realizada cora a abertura da vãlvu

Ia @ # a qual permite que o ar comprimido penetre no tanque de

pressurização (7). A válvula (l6) ê fechada quando a pressão ho cir-

culto principal atinge o valor de ensaio.

Posto em funcionamento a bomba Q), o escoamento de

água desmineralizada é forçado através das válvulas de agulhaQX

placa de orif£cio(5), seção de testeQ), trocador de calor (5) e pia

ca de orif icio@i

O circuito auxiliar de refrigeração é posto em fun-

cionamento abrindo-se a válvula (Q). Este circuito é alimentado

por uma caixa de nível cons tan te@i

A fonte de corrente contínua (7) é acionada pelo qua-

dro de comando elétrico do regulador áe indução monofãsico.

Os parâmetros fluxo de calor, vazão do. fluido e

pressão na seção de teste são ajustados nos valores de experimen

to. A vazão é regulada através das válvulas agulha(j). O fluxo

de calor é controlado pela voltagem de saída do regulador de in-

dução no quadro de comando elétrico. A pressão é ajustada atra-

vés das válvulas @ e @ .

0 regime permanente é verificado quando a temperatu-

ra de entrada na seção de teste é atingida e permanece constante

com o tempo. Esta temperatura é ajustada através da válvula (j4),

variando-se a vazão de refrigeração no trocador de calor. 0 a jus,

te fino é realizado através das válvulas agulha@ controlando a

vazão do bypass do circuito principal.

Obtido o regime permanente/ são realizadas as medi-

das dos parâmetros necessários para a obtenção dos dados referen

tes a ebulição sub*esfriada.

-35-

Era cada pressão*são feitos experimentos variando-se

o fluxo de calor para dois valores de vazão e temperatura de en-

trada na seção de teste. Desta formatas etapas 6, 7 e 8 são repe

tidas até serem encerrados os experimentos em uma determinada

pressão.

Finalizados os experimentos, a fonte de corrente con

tínua (y) é desligada e a vazão do circuito auxiliar de refrigera

ção é aumentada para que o fluido de ensaio seja resfriado. Com

a água desmineralizada ã temperatura ambiente, a bomba(2)é desH

gada e a válvula (l5) e aberta para a despressurização. O circuito

auxiliar de refrigeração é desligado através do fechamento da

válvula (l4).

A operação do aparato experimental se encerra com a

realização da drenagem do circuito principal através da abertura

da válvula (ly.

-JO-

CAPITULO 3RESULTADOS EXPERIMENTAIS

III.l. - INTRODUÇÃO

De acordo com os parâmetros estabelecidos na Seção

de Teste, os ensaios são designados conforme a seguinte especifica

çao:

CORRIDA X-Y-Z-W,

Nesta especificação/ tem-se:

X - corresponde â pressão na seção de teste. Assim,

X • A, representa a pressão de 3,0 bar, e

X • B, representa a pressão de 5,0 bar.

Y - corresponde ao grau de sub-resfriasnento na entrada

da seção de teste. Desta forma,

Y • 1, representa ATsufa i n * 2 0 c Para p " 3O'°

bar e ATgub in * 35 C para P * 5,0 bar.

Y = 2, representa A*Psub t n • 159c para a P » 3,0 bar

inC Para a p -

deZ - corresponde ã velocidade do escoamento na seção

teste. Assim,

Z=l, representa Vst«0,50ni/s.

Z»2, representa Vst=0,25ra/s.

W - corresponde ao número do ensaio realizado, variando-

se a potência aplicada ã seção de teste, para parãme

tros X-Y-Z fixos.

A faixa de potência aplicada ã seção de teste, nos expe

rimentos, é mostrada na tabela 4.

Tabela 4: Faixa de Potência analisada.

CORRIDA

A-1-1.

A-1-2.

A-2-2.

B-1-1.

B-1-2.

B-2-1.

B-2-2.

<j> (WATTS)

2480 - 4380

2410 - 4390

3216

2860 - 4046

2806 - 4056

3180 - 4117

3209 - 4056

III.2. - REDUÇÃO DE DADOS

A temperatura da superfilcie externa do tubo aquecido é

dada pela expressão,„ ,R±2 - Rg2 + R 2 R )

onde:

Tw - temperatura da superfície externa do tubo de aqueo

cimento, dada em C;

Tw. - temperatura da superfície interna do tubo de aqueo

cimento, dada em C;

R - raio externo do tubo de aquecimento, em cm;

R. - raio interno do tubo de aquecimento, em cm;

q"' - densidade de potência ou potência por unidade de

volume do tubo, em Watts/cm ;

K - condutividade térmica do aço inox 316-L, dado em

Watts/cm. 9C.

No cálculo de Tw , são usadas as hipóteses de geração

uniforme de calor e condutividade térmica constante.

A condutividade térmica do aço inox 316-L, em Watts/

cm. C, é calculada pela equação,K - 13,66 + 0,01 Twi, (6)

onde:

Tw, - temperatura da parede interna do tubo de aqueci -

mento.

A equação (6) é válida para a faixa de temperatura en

tre 100 C e 200 C. Esta equação é obtida através do método dos mini

mos quadrados, utilizando dados da referência [10].

A temperatura do fluido, ao longo do comprimento aqueci

do da seção de teste, ê dado pela equação,

Tf(z) - T i n +

onde:

Tf(z) - temperatura do fluido em uma altura z do tuboo

de aquecimento, em C.

Tin - temperatura de entrada do fluido na seção deo

teste, em C.

- temperatura de saída do fluido na seção deo

teste, em C.

L - comprimento do tubo de aquecimento, em cm.

z - variável representativa da posição no comprL

mento aquecido da seção de teste, em cm.

Desta forma, considerando-se pressão constante na seção

de teste, o grau de subresfriamento ao longo do tubo aquecido é

obtido pela equação,

ATsub(z) = Tsat - V z ) ' (8)

onde:

T temperatura de saturação do fluido na pressãoO

do experimento, dada em C.

Tf(z) • temperatura do fluido calculada pela equação

(7).

0 perfil de temperatura '"•? parede interna do tubo de

aquecimento é obtido medindo-se a temperatura do ar em difrentes

níveis de altura no seu interior. Cor.o o efeito convectivo do ar

ê muito pequeno para a relação L/D"i do tubo de aquecimento [9], as

suroe-se que a temperatura medida é igual a Tw..

Os dados experimentais sao apresentados no Apêndice B.

No Apêndice C, são mostrados os dados reduzidos e as in

certezas. A metodologia para o cálculo das incertezas é apresenta-

da no Apêndice A.»

II1,3. - RESULTADOS

Para cada corrida, as tabelas do Apêndice C apresentam

nove valores de Tw ao longo do comprimento aquecido da seção de

teste.

Os perfis de temperatura, Twe - f(z), são ajustados e

analisados estatisticamente pelo programa Statistical Analysis Sys

tem. Este prograr ? está implantado no computador IBM-370 do Insti

tuto de Pesquisas Energéticas e Nucleares - CNEN/SP.

0 programa SAS foi utilizado para ajustar os pontos

"Tw x z" por polinõmios do 19 grau ao 49 grau. Através de sua

análise estatística, pode-se verificar que as melhores curvas de

ajuste para os perfis das corridas são produzidas por polinõmios do

29 grau.

As figuras 22 e 23 apresentam as curvas de ajuste para•i

os perfis das corridas A.1.1.1 e 3.1.1.3.

Comparando qualitativamente as figuras 22 e 23 com o

trecho de ebulição subcesfriada do perfil de Boarts et ai [I4*,obser

va-se que, nas partes extremas do tubo de aquecimento, os perfis obti

dos são influencidado& pelos efeitos de aquecimento dos contatos elé

tricôs.

Para a verificação dos efeitos causados pelos parâmetros

de ensaio, a ebulição subresfriada é analisada na metade do tubo de

aquecimento, isto ê, z — 25cm, exceto para a análise dos efeitos de

vido ao grau de subresfriamento do fluido.

Os efeitos do subresfriamento são analisados no trecho en

tre z « 15cm e z - 35cm. Neste trecho, o perfil de temperatura da pa

rede externa é aproximado por uma reta através do método dos mínimos

quadrados.

II1.3.1. - EFEITO DA PRESSÃO NA SEÇÃO DE TESTE

Este efeito pode ser analisado através dos gráficos

q" x AT t das figuras 24 e 25.

A figura 24 mostra o gráfico correspondente ã velocidade

0,25 m/s. Neste gráfico, verifica-se que para um mesmo fluxo de ca

lor ,0 grau de superaquecimento da superfície diminui em médiaç

2,0 C para um aumento de pressão de 3 bar para 5 bar.

0 gráfico correspondente ã velocidade 0,50 m/s é apreser»

tado na figura 25. Neste gráfico, são obervados alguns pontos dis

torcidos para a P = 5,0 bar. Para um fluxo de calor da ordem de

30,0Watts/cm2, o grau de superaquecimento, na P = 5,0 bar, é menoro

3,0 C, enquanto que para um fluxo de calor da ordem de 42,0 Watts/cm2, o grau de superaquecimento, na P = 5,0 bar, é menor 1,0 C. Em

ç

termos médios o grau de superaquecimento diminui 1,5 C con o aumen

to de pressão de 3,0 bar para 5,0 bar.

A diferença obtida, na diminuição média do grau de supera

quecimento com o aumento de pressão, é proveniente de erros experi

mentais. Um possível erro pode ser o fato da concentração do ar na

água desmineralizada não ter sido controlada.

Qualitativamente, os gráficos das figuras 24 e 25 mostram

que a maioria dos pontos, referentes ã P » 5,0 bar, está afastada e

posicionada ã esquerda dos pontos referentes ã P = 3,0 bar. Isto

significa que, fixado um.fluxo de calor, o grau de superaquecimento

da superfície aquecida diminui com o aumento de pressão na ebulição

subresfriada. '

111,3,2. - EFEITO DA VELOCIDADE DO FLUIDO NA SEÇÃO DE TESTE

Os gráficos q" x AT . , d a s figuras 26 e 27, mostraa» o

efeito da velocidade do fluido.

O gráfico da figura 26 analisa o efeito da velocidade nos

ensaios com P = 3,0 bar. Neste gráfico, pode ser observado que os

pontos referentes à velocidade 0,50 m/s estão posicionados à esquei:

da ou sobrepostos aos pontos referentes â velocidade de 0,25 m/s.

Para um mesmo fluxo de calor, a máxima diferença de grau de supera„ ç

quecimento entre estes pontos e de 1,0 C.

O efeito da velocidade, nos ensaios com P = 5,0 bar, é

analisado através do gráfico da figura 27. Observa-se que,neste grá

fico, não existe um posicionamento definido dos pontos corresponden

tes âs velocidades 0,25 n/s e 0,50 m/s. A máxima diferença de grau

de superaquecimento entre estes pontos é de 1,0 c, fixado o fluxo

de calor.

Com relação aos gráficos das figuras 26 e 27, pode-se

afirmar que, de uma forma geral, os pontos correspondentes âs velo

cidades 0,25m/s e 0,50m/s estão praticamente sobrepostos. Isto

significa que a velocidade do fluido não é um parâmetro de influên-

cia na troca de calor por ebulição subresfriada.

HI.3.3 - EFEITO DO GRAU DE SUBRESFRIAMENTO

Este efeito é mostrado atravé.s dos gráficos q" x AT

das figuras 28 e 29.

No gráfico da figura 28, são analisados pontos corres-o o

pondentes à AT ^ = 17,5 C e AT . = 15,0 C, para à P = 3,0 bar.

Na figura 29, é mostrado o gráfivo para à P = 5,0 bar.

Neste gráfico» são analisados pontos correspondentes a AT . -

- 32,5 9C, ATsub - 30,0 9

C, ATsub » 27,5 9C e ATsub= 25,0 *C.

Os gráficos das figuras 28 e 29 nos mostram que, fixa

do o fluxo de calor, os pontos correspondentes a graus de subres-

friamento diferentes não possuem um posicionamento definido, es

tando praticamente sobrepostos. Este fato mostra que o grau de sub

resfriamento não é um parâmetro Je influência no processo de tro

ca de calor por ebulição sub-resfriada.

II1.3.1. - COMPARAÇÃO COM CORRELAÇÕES

Nas figuras 30, 31, 32 e 33, são mostrados gráficos

q" x 4T ., nos quais os pontos experimentais são comparados com8ât

as correlações de Thom et ai [7] , Mac Adams et ai [5] e Jens Lot-

tes [6].

Nestes gráficos, são representadas duas correlações de

Mac Adams. A Mac Adams-A é uma correlação de ebulição subtesfria-

da para uma concentração de 300 cm3 de ar para cada ir? de água. A

Mac Adams-B é uma correlação de ebulição subresfriada para a con

centração de 60 cm3de ar por m3 de água.

Nas figuras 30 e 31, podem ser observado que os pontos

experimentais, referentes ã P = 3,0 bar, estão posicionados entre

as correlações de Thom et ai e Mac Adams-A'

Nas figuras 32 e 33, nota-se que os pontos experimentais,

ã P = 5,0 bar, estão posicionados sobre a curva de Thom et ai.

O deslocamento dos pontos experimentais para ã esquerda ,

quando a pressão aumenta de 3,Q bar para 5,0 bar, nos mostra que, fi

xado um fluxo de calor, o grau de superaquecimento diminui com o au

men to de pressão. No caso especifico, esta diminuição ê mais acentua

da, devido ao aumento de concentração do ar na água desaiineralizada.

Este fato ocorre porque, no tanque de pressurização, a água esta em

contato direto com o ar comprimido.

Na figuras 30, 31, 32 e 33, pode ser observado que a cor

relação que melhor aproxima os daaos experimentais é a de Thom et ai.

Apesar desta correlação estar definida para faixas de press

soes e velocidades mais altas, trabalhos experimentais, como o de

Lung [8], jã mostraram que esta correlação também pode ser aplicada,

com sucesso, para faixas de pressões e velocidades menores.

ISO.0

M M

149.0

148.5

KS.0

147,5

147.0

O .46.8

eft)

14S0.

I45J0

144.5.

IC4.0

o

\\

\o \

\

q" = 26.33 W/cm*V=0.5lm/s

Twe(2)= I5O.9O8-O.32OZ +0.004 z*

0 - Pontos Experimentais

P = 3 barT. • 113,2 ?C

v in

xx •••

10 20 25

2 , em cm

30 J5 40

Fig. 22: Perfil obtido pelo S.A.S. para corrida A.1.1.1

oo

167,5

167,0

166,0

165,5

165,0

164,5

164,0

163,5

163,0

q"= 38,23 W/em*

N/St. = 0,50 m/s

T w t ( Z ) = l68,506-Q207t>0jQ02it

ff « Ponto» Csp«rlm«ntai«

P = 5 barTia- II6,I°C

10 15 30 40 4»

Z , e m cmFig. 23: Perfil obtido polo S.A.S. para a corrida B.1.1.3.

I

1

•oyo

35,0

30,0

84,0

•

tf

tf

tf

O

9

V

Vst. = 0 ^ 2 5 ^

P * 3 bor - 9P * 5 bor - O

1 1 , »,10,0 120 14,0 18,0 200

(Tw»-Tsat.) cm PC

Fig. 24: Efeito da Pressão na Seção de Teste para VST=0,2Sm/s.

8OJ0

< 450

is•W» 400

33.D

24/)

VST» 0,50 m/s.

P»3bor - VP :5btr — 9

V9

O m

M,0 16.0 I8J0 200

(Tw«-Tsat.)em°C

Fig. 25: Efeito da Pressão na Seção de Teste para VST30,50m/s

i

Ill

60.0

45.0

40.0

350

30.0

9d n

•

P»3borVST» o.23m A— 9

V*t«o.5Om/s — *>

•

1 • 1 i , , 1 U - _ ^ .

10,0 12.0 16,0 16.0 20.0

(Tvw-Tsat.) em °C

Fig. 26: Efeito da Velocidade na Seção de Teste para P - 3 bar.

50,0

45,0

sIII

"CT 40,0

35,0

30P

24,0top IZfl \4fl

v»t«v»t >

P = 5 bor0,25 m/» - VQA0m/i - 9

I6P 18,0

(Tw»-Tsat.)em CC

Fig. 27: Efeito da Velocidade na Seção de Teste para P - 5 bar.

V

sop

45,0

400

35,0

30,0

24,0

• •

9

P =AT « 17,AT * 10,

• i

•

3 bar

o°c- O

10,0 I2p 14,0 16,0 I8p ZOfi

(Tw»-Tsot.) em °C

Fig. 28: Efeito do Grau de Sub-resfriamento para P - 3 bar.

sop

Wfi

f

ISfl

ZAP

P=5 bar9O

•

AT* ZZfi °C

AT» 27,5 «C

AT« 3QP «C

AT« 25,0 °C

10,0 14,0 160 1*0 20,0(Tw»-Tsot.)em °C

Fig. 29: Efeito do Grau de Sulvresfriamento para P * 5 bar.

5Q.0Ig

w 400

35,0

30,0

25,0

«2.0 L

CURVAS———- - . —— • —

THOM «t Al

J«ns and Lottts

Mac Adams A

Mac Adams B

Ponto* Exptrim.

PVst.

3 barQ25 m/s

•

•

•

t

/

•

14,0 16,0 sop '(Tw«-Tsat.) em °C

Fig. 30: Comparação com Correlaççes; para P « 3 bar e VcT • 0,2Sm/s.

so,oL

t «5,0

Ul

cr40P

35.0

30,0

25,0

22,0

CURVAS•

•

THOM t t Al

«Icons and lattt*

Mae Adams AMoc Adoms B

V (Ponto* Exp*rim

P < 3 barVtt : Q50 m/«

w

9

•

•

•

/

10,0 12/) 16,0 teyo zop(Tw«- Tsat.) em °C

Fig. 31: Comparação com Correlações, para P « 3 bar e V S T • 0,50m/s.

290

50,0

45,0

jjj

35.0

30.0

25.0

22,0

CURVAS

. . . .THOU «t AlJ«on« ond Lotos

MOC AQQfAS A

Moc Attorns 8

Pontos Esperim.

P s 5 barVst. *

/

•

.

:

*

•

•

»

V

•

t

10,0 12.0 I4.O 16.0 18,0 20.0

(Tw«-Tsat.) em°C2 5 jO

Fig. 32: Comparação com Correlações, para P - 5 bar e V C T • 0.25 m/s.»

50,0

«5y0«s

O"

35.0

30,0

25,0

10,0

CURVAS

—

— • • —

— • —

THOM ei Al

Jtns and Loltts

Mac Adams A

Mac Adorns B

Pontos Exptrim.

P= 9 bar

Vst. < OfiOm/%

np

•en©<i

I6J0 18,0 ZOfl

(Twe-Tsat.) em °C

F i g . 3 3 : Comparação com C o r r e l a ç õ e s , p a r a P • 5 bar e V q T • 0 , 5 0 m/s

CAPÍTULO 4COMENTÁRIOS E CONCLUSÕES

A presente dissertação tem como tema o desenvolvimento de

um aparato experimental para análise dos fatores que afetam a ebuU

çâo nucleada.

Com este objetivo, foi construído um circuito instrumenta

do, no qual foram realizados experimentos com água sub-resfriada em

uma seção de teste anular.

0 desempenho do aparato experimental construído pode ser

avaliado através dos resultados obtidos e dos problemas surgidos du

rante o experimento.

Os perfis de temperatura obtidos mostram que as temperatu

ras dos pontos extremos da superfície de aquecimento são influencia-

das pelo aquecimento ocorrido nos contatos elétricos. Este aquecimen

to deve-se ao fato da pequena área de contato elétrico nos terminais

do tubo de aquecimento.

Nos resultados obtidos, pode ser observado que os pontos

referentes ã P • 5,0 bar estão colocados E esquerda dos pontos ref£

rentes â P » .3,0 bar. Qualitativamente, para um determinado fluxo de

calor, a diminuição do grau de superaquecimento con o aumento de pre£

são é coerente com o fenômeno da ebulição nucleada. Quantitativaroen

te, pode-se dizer que essa diminuição foi acentuada pelo aumento de

concentração do ar na água, proveniente do fato da água estar em con

tato direto com o ar comprimido no tanque de pressurização.

Um outro fator de erro quantitativo é o fato dos termopa

res não terem sido calibrados na faixa de utilização, em virtude da

falta de equipamentos adequados.

Na tentativa de se obter regime permanente com temperatu

ras mais altas na entrada da seção de teste, foram rompidas duas su

perfícies de aquecimento durante a realização dos experimentos. Nas

duas vezes, o fenômeno foi seguido de liberação de fluido em alta

temperatura, à pressão de 3,0 bar, com vaporização imediata ao en

trar em contato com a atmosfera. 0 aspecto físico, da zona de ruptu

ra, apresentou caracterísiticas diversas do aspecto original do aço

inoxidável, com uma coloração enegrecida e aspecto, pjroso. Estes

rompimentos foram conseqüências da queda de vazão da bomba devido a

falta de um pré-aquece dor na entrada da seção de teste. A queda de

vazão ocorreu através do aparecimento do fenômeno de cavitação, com

o aumento de temperatura na entrada da bomba.

Os resultados obtidos podem ser analisados sob dois as_

pectos: qualitativo e quantitativo.

Qualitativamente, os resultados obtidos são coerente com

o fenômeno de ebulição sub-resfriada. Desta forma, pode-se dizer que,

sob o aspecto qualitativo, o aparato construído teve um bom tlesempe

nho.

Quantitativamente, os resultados apresentaram pequenas

distorções devido principalmente ã problemas inerentes ao próprio

aparato experimental.

Baseado na análise do aspecto quantitativo dos resultados

e na análise dos problemas surgidos durante os experimentos, verifi

cou-se a importância dos seguintes fatores:

- utilização de um ou mais pré-aquecedores, juntamente

com by-passes, na entrada da seção de teste.

- utilização de bombas blindadas no circuito principal.

- utilização de um pressurizador em que a água não en

tre em contato com o ar.

- controle da concentração do ar na água.

- áreas de contato elétrico maiores nos terminais da

seção de teste.

- sistema de proteção na seção de teste.

Finalmente, pode-se afirmar que o aparato construido

cumpriu os objetivos da presente dissertação, isto é*, adquirir co_

nhecimentos para o desenvolvimento de aparatos em que se vise a

obtenção de dados experimentais para:

- análise quantitativa dos fatores que afetam a ebuli-

ção nucleada,

- desenvolvimento de correlações empíricas e semi-emp£

ricas para ebulição nucleada,

- análise de fluxo crítico de calor e

- experiências em geral, visando a obtenção de parâme-

tros de transferência de calor.

APÊNDICE A

ANALISE DE INCERTEZA

O método utilizado ê o de Kline e Mc Clintock [li] e

Cl2 3 . Neste método, sendo W um resultado experimental, função

da medida dos parâmetros primários W , w w , a incerteza

AW, associada ao parâmetro W é definida pele. expressão.

onde AW1 , A Awn s a o a s incertezas associadas aos parânte

tros medidos.

Neste trabalho, o maior interesse está nas medidas

das incertezas associadas ao fluxo de calor e a temperatura da

superfície externa do tubo de aquecimento.

Para simplificação dos cálculos, os parâmetros georaé

tricôs são considerados como constantes.

A incerteza associada ao fluxo de calor é dada pela

expressão,

AqM = 1 f (I.AE)2 + (E.Al)2.]0'5, (A.2)Af

onde:

I - corrente aplicada a seção de teste,

AI - incerteza associada a medida da corrente,

E - voltagem aplicada a seção de teste,

AE - incerteza associada a medida da voltagem e

A~ - área de fluxo.

Trabalhando ralgebricaxnente, a expressão para cálculo

de temperatura da superfície externa do tubo de aquecimento '(5) ,

chega-se a:

13,66+0,01Twi

onde C é uma constante,função dos parâmetros geométricos. Desta

forma,a incerteza associada à temperatura da superfície externa

do tubo de aquecimento é dada por:

- [,, q" Cg (-0,01) x ATw ) 2 + ( Cg Ag"^ v (13,66+Õ7ÕlTwTTr'' ^ía^õ+Oí

onde:

ATw. - incerteza associada â medida da temperatura interna

do tubo de aquecimento.

Aq" - incerteza associada ao fluxo de calor, obtida pela

expressão (A. 2) .

As incertezas dos parâmetros medidos são obtidas a-

través do desvio padrão.

As incertezas dos parâmetros reduzidos são mostradas

no Apêndice C.

APÊNDICE B

VALORES EXPERIMENTAIS

Os valores experimentais são apresentados através

das tabelas B.I & B.29.

Os valores nominais de temperatura, voltagera e corren

te são tomados como valores médios de quinze medidas. As medidas

foram analisadas estatisticamente pelo critério de ChauvenetC 11].

Esse critério determina que uma medida pode ser rejeitada, se a

probabilidade de se obter um desvio, em relação ao valor médio,

for menor que 1 , onde N é o número de medidas realizadas.2N

0 procedimento,então, seria eliminar este ponto, re-

calcular a média e o desvio padrão até não haver mais elimina-

ções.

Equações utilizadas [11 3:

Obtenção do valor médio de uma série de N medidas,

NX = 1 E x. , (B.l)

N i=l x

Cálculo da distância de cada valor ao valor médio,

d = xi " *i ' ÍB'2)

determinação do desvio padrão,

N(x± - x)

2

0,5

. (B.3)

N - 1

A tabela B-I apresenta os valores limites em função

do número de medidas.

Tabela B-I: Critério de Chauvenet para rejeição de

medidas.

número de

medidas N

2

3

4

5

6

7

10

15

25

50

d máx/a

1,15

1,38

1,54

1,65

1,73

1,80

1,96

2,13

2,33

2,57

Tabela B . I :

-64-

CORRIDA A . 1 . 1 . 1

Q (l.p.ra.)

Q (l.p.ra.)2

E(V)

KA)

Tf,irA>Tf,out( C>

TWi05(9C)

^ i ,io(9c)

Tw i l 5(9C)

TW i 2 0(9C)

Twi>25(9C)

TWif30(9C)

TWj. 35(9C)

TW1#40(9C)

.Twi/45(9C)

VALOR 1 D E S V I° PADBÃO 11 °n i9,24

17,28

0,38

8,327

298,0

113,20

117,35

154,58

157,03

156,13

155,28

154,23

153,74

153,39

153,22

153,14

0,051

0,670

0,018

0,090

0,169

0,296

0,254

0,350

0,232

0,312

0,122

0,370

0,289

Tabela B.2:

- IN-

A.1.1.2

1

Q (l .p.m.)

Q (l .p.m.)

QROT,R ( 1-Pm' )

B(V)

I(A)

Tf,ir/C)

T f , o a t ( 9 c )

1 * 1 . 0 5 ^

Tw i # 1 0(9C)

Twi 1 5(9C)

T w i 2 0 ( 9 C )

Tw i / 2 5( 9C)

Tw^3 0(9C)

T w i 3 5 ( 9 C )

ÍW l r 40 ( 9 c )

.T»L / 4 5 ( 9 C)

VALOR

9,18

17,28

0,60

9,087

322,0

112,98

117,83

160,86

160,36

159,07

158,28

157,81

157,40

lrW,01

156,80

156,89

DESVIO PADRÃOon

0,016

0,866

0,017

0,133

0,242

0,257

0,361

0,282

0,276

0,292

0,342

0,371

0,222

Tabela B - 3 :

CORRIDA A . 1 . 1 . 3

1r Q (l.p.m.)

Q (l.p.a.)

°wr.Ríl-P-*-)

E(V)

I(A)

Tf,in<9c>

Tf,outA>

Tw i#05(9C)

TwA 10{9C)

Tw i l5(9C)

Tw i20(9C)

Tw í f 2 5(9C)

T w i 3 0 ( 9 C )

TWÍ 3 5 ( 9 C)

Tw i>40(9C)

. iv1 / 4 5(9c)

VALOR

9,30

16,86

0,74

9,501

336,0

133,19

118,46

162,24

161,53

160,13

159,53

158,99

158,62

158,23

158,01

157,9 3

DESVIO PADRÃO©n

0,028

0,866

0,017

0,069

0,260

0,275

0,272

0,312

0,222

0,245

0,327

0,367

0,211

Tabela B . 4 :

-67-

CORRIDA A.1 .1 .4

Q ( l .p .m.)

Q ( l .p .m.)

E(V)

I(A)

T f , i r / C )

Tf / Out ( 9 c»

Tw i 0 5(9C)

^1,10 (*c>

Tw i /15(9C)

^l f 20 < 9 c >

Tw i 2 5(9C)

Twi#30(9C)

Tw i /35(9C)

iv i # 4 5(9o

VALOR

9 , 1 8

17,28

1,20

9,869

348,0

112,94

118,65

164,31

162,03

161,64

160,84

160,44

159,94

159,79

159,40

159,67

DESVIO PADRÃOon

0,031

0,866

0,017

0,074.

0,346

0,245

0,327

0,286

0,217

0,303

0,268

0,296

0,390

Tabela B.5

CORRIDA A. 1.1.5

VALOR

Q (l.p.m.)

Q2(l.p.m.)

E(V)

KA)

T f , i n ( 9 c )

Tf,outA>

TW Í O 5(9C)

Tw i / 1 (/C>

Twi#15(9C)

TWÍ#2O(9C)

TW 1 2 5 ( 9C)

Tw i f 3 0(9C)

^ i , 3 5 { < ? C )

iw í # 4 0 ( 9 o

.TW i f 45(9C)

9,18

15,96

1,08

10,4S7

364,5

113,17

119,46

165,88

165,00

164,20

163,21

162,84

162,02

161,53

161,13

160,83

DESVIO PADRÃOon

0,049

1,299

0,017

0,117

0,252

0,310

0,305

0,317

0,260

0,275

0,204

0,182

0,212

Tabela B.6:

CORRIDA A.1 .1 .6

Q ( l .p .m. )

Q ( l .p .m.)

QROT,R í l-P-m ' )

E(V)

I(A)

Tf,irA>

T f , o u t ( 9 c )

Twi 05(ÇC)

T W Í / 1 0 ( 9 C :

Tw. ,-Í^C)

T w i 2 0 ( 9 C )

Tw i / 2 5 ( 9 C)

Tw i # 3 0 ( 9 C)

TW Í / 3 5(9C)

TWÍ/4O(9C)

• ™ i . 4 5 ( 9 c >

VALOR 1

9,24

16,50

2,04

10,998

385,0

113,01

120,29

167,81

165,97

1G6,62

165,53

164,56

163,00

162,70

163,53

162,46

DESVIO PADRÃOon

0,009

0,866

0,010

0,134

0,476

0,303

0,185

0,325

0,278

0,292

0,173

0,264

0,282

Tabela D.7:

-70-

CORRIDA A.1 .1 .7

Q ( l .p .m. )

Q ( l .p .m. )

E(V)

KA)

T f , in ( 9 c )

Tf,ouiA>

^ O S ^

T w i A 0 ( 9 C )

T w i l 5 ( 9 C )

Twi 2 0 ( 9 C)

Twj, 2 5 ( 9 C)

Tw i # 3 0 ( V C)

Tw./35(9C)

^ i , 4 0 ( 9 c )

•^i,45 (Ç>C)

VALOR

9,30

16,32

2,76

11,231

390,0

113,23

120,64

168,85

167,04

167,16

166,55

165,60

164,49

163,70

163,50

163,35

DESVIO PADRÃOon

0,056

0,866

0,017

0,160

0,217

0,201

0,186

0,310

0,288

0,303

0,226

0,281

0 ,235i . . . —

Tabela B.8:

- 7 1 -

CORRIDA A. 1 . 2 . 1

Q ( l . p . r a . )

VALOR

4,68

Q (l.p.m.) J 18,72

E(V)

I(A)

Tf , in ( < ? C>

Tf,outA>

^ Í , I O ( 9 C )

Tw if l5(9C)

Tv i f20(9C)

Tw i # 2 5 ( 9 C)

Twi 3 0 ( 9 C)

Tw i f 3 5 ( 9 C)

TW i #40(9C)

.iv i45(9c)

0,38

8,209

294

113,17

120,80

159,96

157,42

156,46

155,7*

155,16

154,87

154,17

154,22

154,37

DESVIO PADRÃOon

0,063

1,732

0,017

0,147

0,280

0,251

0,320

0,296

0,301

0,326

0,280

0,212

0,303

Tabela D.9:

-72-

CORRIDA A. 1.2.2

Q ( l .p .m. )

Q ( l .p.tn.)

B(V)

I(A)

T f , ir / C )

Tf,out(9c)

TW l f 0 5(9C)

^i . io ( 9 c )

TWi 1 5 ( 9 o

TW Í 2 O ( 9C)

Tw i > 3 0 ( 9 C)

T w i / 3 5 ( 9 C )

T w i / 4 0 ( 9 C )

Tw i / 4 5 ( 9C>

VALOR

4,50

13,38

0f6ü

9,148

322,0

113,27

122,61

162,32

159,94

160,63

158,99

157,76

157,26

157,06

156,76

156,81

DESVIO PADRÃOon

0 , 0 36

0,816

0,016

0,082

0,224

0,300

0,286

0,248

0,204

0,310

0,163

0,252

0,134

-73-

Tabela B . 1 0 :

CORRIDA A . 1 . 2 . 3

Q (l.p.m.)

Q (l.p.m.)

QPOT,R ( l'P- m' )

E(V)

I (A)

Tf,outA>

Twi05(9C)

Twi/15(9C)

Twi 20(9C)

Tw, 25(9C)

Twi#30(9C)

Twi>35(9C)

^ 40(9c)

.Tv/i/45(9C)

VALOR

4,63

18,12

0,74

9,506

337,5

112,98

122,96

164,08

160,81

161,32

160,60

160,02

159,35

158,70

158,34

158,30

DESVIO PADRÃOon

0,007

0,408

0,086

0,065.

0,122

0,167

0,082

0,228

0,204

0,286

0,300

0,158

0,235

- 7 4 -

Tabela B . l l :

CORRIDA A. 1 . 2 . 4

Q (l.p.m.)

Q (l.p.m.)

QROT#R(1-P'in-)

E(V)

I (A)

Tf,i,/ C )

Tf,oat<9c>

^1,05 ^

Twi#l0(9C)

Tw i l 5(9C)

Twi25(9C)

*Wif35<9C>

^i,40 ( < ? C )

.Twi/45(9C)

VALOR

4,68

14,34

0,96

9,845

350,0

112,92

123,40

165,82

164,65

163,67

161,93

161,73

161,07

160,91

160,69

160,83

DESVIO PADRÃOon

0,034

0,816

0,021

0,060

0,J25

0,218

0,292

0,163

0,305

0,246

0,241

0,173

0,222

Tabela B.12:

-75-

CORRIDA A.1 .2 .5

Q ( l .p .m.)

Q ( l .p .m.)2

E(V)

KA)

T f , i n ( 9 c )

T f ,out ( 9 c )

Tw i 0 5 ( 9 O

TW Í 1 O(9C)

TW. 1 5 ( 9 C)

TW Í 2 O(9C)

^ i / 2 5 ( 9 o

TW Í 3 O(9C)

Tw i35(9C)

TWÍ 4 0 ( 9 C )

. T V / i / 4 5 ( 9 C )

VALOR

4,68

14,82

1,08

10,308

363,0

113,10

125,32

167,29

165,79

165,92

163,70

163,50

162,26

161,96

161,83

161,87

DESVIO PADRÃOon

0,041

0,816

0,053

0,267

0,327

0,096

0,245

0,223

0,312

0,122

0,108

0,163

Tabela D.13:

-76-

CORRIDA A. 1.2.6

Q (l .p.m.)

Q (l.p.ra.)2

E(V)

KA)

Tf,i,/C>

Tf,outA>

Tw i / 0 5(9C)

awi#10(9c)

Tw i l5(9C)

av i20(9c)

Tw i 2 5 ( 9 C)

Tw i r30(9C>

Tw i f35(9C)

.Tw i / 4 5(9C)

VALOR

4,68

17,40

2,15

10,939

385,0

112,63

125,80

169,91

168,83

166,45

165,26

164,92

163,38

162,79

162,49

162,63

DESVIO PADRÃOon

0,033

1,225

0,008

0,062

0,246

0,228

0,286

0,272

0,296

0,188

0,142

0,268

0,282

-77-

T a b e l a B . 1 4 : .

CORRIDA A . 1 . 2 . 7

Q (l.p.ro.)

Q (l.p.m.)

Qim,R[1'p'ta')

E(V)

I (A)

Tf,irA>Tf,out ( 9 c )

Twifl0(ÇC)

Tw i f l 5(9C)

Twi#20(9C)

Twif25(9C)

^1,30 (* C )

Twi/35(9C)

Twi/40(9C)

.Twi/45(9C)

VALOR

4,68

15,9C

2,76

11,223

390,0

113,35

126,60

170,82

169,43

167,71

166,46

166,34

166,10

164,28

164,10

164,33

DESVIO PADRÃOon

0,051

0,816

0,021

0,298

0,186

0,232

0,248

0,204

0,290

0,272

0,320

0,198

0,242

-78-

Tabela B . 1 5 :

CORRIDA A . 2 . 2 . 1

1Q (l.p.m.)

1 Q2(l.p.ra.)

Qwr,R ( 1-P-B- }

E(V)

I (A)

Tf,iiA>

Tf,out (9c )

Tw i05(9C)

TW i f l 0(9C)

oTWi 1 5 ( C)

Tw i f2o<'c>

Tw i f25(9C)

TW1#30(9C)

Tw i f 3 5(9C)

Tw i # 4 0(9C)

.™ i # 4 5(9c)

VALOR

4 , 6 8

13,92

0,67

9,417

341,5

117,82

127,80

164,30

162,12

161,87

162,93

159,88

158,35

157,94

158,16

158,19

DESVIO PADRÃOon

0,037

1,225

0,025

0,069

0,367

0,252

0,245

0,327

0,263

0,288

0,16 3

0,272

0,266

Tabela B.16:

-79-

CORRIDA B . 1 . 1 . 1

Q ( l . p . m . )

Q (l.p.m.)

QROT,R ( 1-p-m ' )

E(V)

KA)

Tf,irA>

T f ,out ( < ? C )

Tw i / 1 0(9C)

T w i l 5 ( 9 C )

Tw i 2 0 ( 9 C)

Tw i / 3 0(9C)

Tw i f35(9C)

iv i f 4 0(9c)

Tw i / 4 5(9C)

VALOR

9,13

14,04

0,51

8,951

319,5

116,23

120,78

174,32

172,83

172,44

172,23

171,34

171,54

171,29

170,34

170,30

DESVIO PADRÃO 1on I

0,026

0,408

0,033

0,041

0,303

0,16 3

0,260

0,198

0,282

0,245

0,264

0,367

0,082

Tabe la B . 1 7 :

-dO-.

CORRIDA B . 1 . 1 . 2

1Q (l.p.m.)

Q (l.p.m.)

QROT,R(1'P*m-)

B(V)

I(A)

oTf,in(c)

Tf,outA>

Twil0(9C)

Twil5(9C)

^1,20 (9c)

Twir25(9C)

^i,30 ( 9 c )

Twi#35(9C)

iv, 40(9c)

TVi/45(9C)

VALOR

9,18

11,4C

0,70

9,523

335,S

116,27

121,47

176,73

175,79

174,65

174,27

173,86

173,50

173,06

172,61

172,76

DESVIO PADRÃOOn

0,057

0,408

0,016

0,073

0,286

0,308

0,204

0,280

0,266

0,183

0,250

0,234

0,327

Tabela B.18:

- B I -

CX)RRIDA B . l . 1 . 3

1

.r

Q (l.p.m.)

Q (l .p.m.)

E(V)

I (A)

T f , in< 9 c >

Tf ,out<9 c>

i,Ob

TW i /10(9C)

Tw i # 1 5(9C)

TW i f20(9C)

TW i /25(9C)

Tw i # 3 0(9C)

Tw^3 5(9C)

Tw i # 4 0(9C)

VALOR

9,18

15,96

0,96

10,179

354,0

116,19

122,12

180,89

179,30

179,11

178,37

178,06

177,42

177,07

177,12

176,82

DESVIO PADRÃO 1on 1

0,043

0,816

0,016

0,094

0,228

0,242

0,117

0,211

0,235

0,320

0,281

0,253

0,408

Tabela B.19:

-82-.

CORRIDA B - 1 . 1 - 4

VALOR

Q (l.p.m.)

Q (l.p.roj

QROT,R(1-P-m*)

E(V)

I(A)

Tf , in ( 9 c )

Tf,outA>

**,'..05 ( 9 «

Tw i l 0 ( 9 C)

Tw i l 5 ( 9 C)

Tw i 2 0 ( 9C)

TW i fM (9C)

Í W 1 # 3 0 ( Ç O

Tw i #35(9C)

TWÍ4O(9C)

.Tw i /45(9C)

9,18

13,92

1,08

10,647

380,0

116,48

123,17

184,00

182,49

182,97

181,84

180,80

180,02

179,32

178,82

178,72

DESVIO PADRÃOon

0,025

0,816

0,016

0,090

0,403

0,327

0,281

0,303

0,223

0,204

0,277

0,236

0,306

Tabela B.20:

-83-

CORRIDA B . 2 . 1 . 1

Q (l.p.m.)

1 Q (l.p.m.)

QROT,RU-P-m*)

E(V)

I(A)

Tf,irA>

Tf,out(9c)

Tw i 0 5(9C)

^i,io ( 9 c )

Twi#15(9C)

Tw i 2 0(9C)

Twi#25(9C)

TW1/3O(9C)

Twif35(9C)

^i,40 ( 9 c )

.Twi/45(9C)

VALOR

9,30

9,60

0,60

9,537

334

121,32

126,53

179,51

177,82

177,41

176,83

176,37

175,91

175,50

174,89

174,52

DESVIO PADRÃOon

0,016

0,816

0,016

0,058

0,228

0,235

0,232

0,245

0,300

0,271

0,284

0,228

0,251

Tabela B.21:

-«4-

CORRIDA B.2 .1 .2

Q ( l .p .m. )

Qz (l.p.m.)

EtV)

HA)

Tf,in<*C)

Tf,outA>

^ i , 0 5 ( Ç c }

Tw l r l0(9C)

Twi/15<9C>

TW ? O(9C)

Tw i f 2 5 ( 9 C)

T w i / 3 5 ( 9 C )

^ 1 , 4 0 (<?C)

.Tw i # 4 5 ( 9 C)

VALOR

9,18

12,78

0,80

10,171

365,5

121,03

127,00

181,52

179,73

179,16

178,98

178,80

178,54

178,26

178,50

178,03

DESVIO PADRÃO 1on

0,035

0,920

0,016

0,09.4

0,183

0,176

0,202

0,243

0,231

0,283

0,172

0/141

0,207

T a b e l a B*22

CORRIDA B . 2 . 1 . 3

Q (l.p.ra.)

Q (l.p.ro.)

QROT,R(1-P-m-)

E(V)

I(A)

Tf,in(9c)

Tf,outA>

Twi05(9C)

Twifl0(9C)

Twi#15(9C)

Tw í 2 0(9C)

Twif25(9C)

TWÍ/3O(9C)

Twi#35(9C)

Twi40(9C)

•^i,45(9c>

VALOR

9,18

16,92

0,96

10,820

380,5

121,06

127,45

184,80

183,95

182,16

181,52

180,84

180,23

180,07

179,83

179,05

DESVIO PADRÃOon

0,068

1,225

0,025

0,098

0,141

0,147

0,204

0,182

0,223

0,308

0,267

0,241

0,234

Tabela B.23:

-86-

CORRIDA B . 1 . 2 . 1

Q (l.p.ro.)

Q (l.p.m.)

( E(V)

I(A)

Tf,in(9c>

Tf,o«t(9c>

Twi 10(9C)

Tw i a 5(9C)

Twi#20(9C)

Twi #25(9C)

Twi/30(9C)

TV1#35(9C)

TW1#4O(9C)

.Twi/45(9C)

VALOR

4,68

12,96

0,51

8,895

315,5

116,08

125,62

174,37

174,14

173,66

173,26

172,91

172,24

171,64

171,34

171,39

DESVIO PADRÃO 1on

0,013

0,940

0,025

0,090

0,233

0,179

0,215

0,249

0,278

0,112

0,202

0,308

0,298

Tabela B.24:

-07-

CORRIDA B.1.2.2

Q (l.p.ro.)

Q (l.p.ro.)

E(V)

I(A)

Tf, in ( 9 c )

Tf.out (9c)

TWi 1 0 ( 9 C )

Tw i # 1 5 ( 9C)

TW i 2 0 ( 9C)

TW, 2 5 ( 9 C)

Tw i r 3 0 ( 9 C)

Tw i f 3 5 ( 9 C)

**t / 4 0(9O

. ^ 45(9c)

VALOR

4,68

14,52

0,70

9,455

332,5

116,12

126,72

177,66

176,34

176,08

175,40

174,84

174,61

174,31

173,56

173,81

DESVIO PADRÃo]on I

0,047

0,408

0,021

0,148

0,163

0,217

0,183

0,248

0,122

0,207

0,286

í»,239

0,082

Tabela B.25:

-86-

CORRIDA B.1.213

1

Q (l.p.ro.)

Q ( l .p .m. )2

E(V)

KA)

Tf,irA\Tf,out<9c>

TW i r l0(9C)

Tw iA5(9C)

Tw i20(9C)

iw± / 2 5 ( 9 O

Tw, 30(9C)

Twi/35(9C)

^ i , 4 0 ( 9 c )

.Twi/45(9C)

VALOR

4,68

14,04

0,96

10,232

354,0

115,75

127,32

181,35

180,68

179,17

178,55

178,16

177,38

177,14

176,41

176,30

DESVIO PADRÃOon

0,053

0,894

0,045

0,668

0,166

0,212

0,192

0,189

0,215

0,257

0,202

0,241

0,178

Tabela B.26:

CORRIDA B . l . 2 . 4

1Q (d.p.m.)

Q (l.p.ra.)

É(V)

KA)

Tf,irA>Tf,o«tA>Twi05(9C)

TWÍ#1O(9C)

TW, 1 5 ( 9 C)

TW i / 2 5 ( 9 C)

Tw i #30(9C)

Tw i r 3 5(9C)

TWi 4 0 ( 9 C)

.Tw i / 4 5(9C)

VALOR

4,68

16,92

1,08

10,672

380,0

116,28

128,89

185,20

183,81

182,72

181,79

180,94

179,85

179,25

178,78

178,95

DESVIO PADRÃO ]on

0,038

0,670

0,017

0,073

0,282

0,233

0,251

0,139

0,211

0,249

0,314

0,272

0,246

Tabela B.27:

CORRIDA B.2.2 .1

Q (I.p.m.)

Q (l.p.m.)

E(V)

I(A)

Tf,ii/C)

T f f out ( 9 c )

^ , 0 5 ^

T w i f l 0 ( 9 O

Twi 15(9C)

T W A # 2 0 ( 9 C )

TW if25(9C)

T W Í # 3 O ( 9 C )

T V i f 3 5 ( 9 C )

T W Í / 4 O ( 9 C )

T w i f 4 5 ( 9 C )

VALOR

4,68

10,08

0,61

9,565

335,5

121,00

131,01

178,48

176,68

176,60

175,81

174,88

174,88

174,28

174,20

173,60

DESVIO PADRÃOon

0,024-

1,633

0,016

0,171

0,257

0,144

0,138

0,187

0,288

0,202

0,192

0,231

0,252....

Tabela B.28:

- 9 1 -

CORRIDA B . 2 . 2 . 2

1Q (l.p.m.)

Q (l.p.m.)2

QROT,R(1-P-m*)

Ê(V)

I(A)

Tf,in í 9 c )

Tf,out<9c>

Tw i 0 5(9C)

TW Í # 1 O(9C)

T wl,15 ( 9 c )

Tw i 2 0(9C)

^i,25 ( Ç c }

Tv i 3 0(9C)

Twi/35(9C)

TWi/40(9C)

.Tw^45(9C)

1

VALOR

4,68

11,70

0,95

10,026

357,5

121,19

133,02

183,54

179,35

179,92

177,64

176,77

176,26

176,06

175,47

175,51

DESVIO PADRÃO i

0,054

1,122

0,015

0,067

0,482

0,237

0,199

0,231

0,246

0,203

0,218

0,327

0,281 1

Tabela B.29

-92-

CORRIDA B . 2 . 2 . 3

Q (l.p.m.)

Q (l.p.m.)

QROT,Ríl-P^-)

B(V)

I(A)

Tf,in<9c)

Tf,ou<A>TWÍ#O5(

ÇC)

TW i l 0(VC)

TW Í 1 5(9C>

TWt 20(9C)

Twi25(9C)

Twif30(9C)

TWÍ/35(9C)

TWÍ#4O(9C)

.TW^45(9C)

VALOR

4,68

15,84

0,96

10,710

380,0

120,98

133,26

185,74

183,56

182,49

181,04

179,98

179,40

178,8).

178,31

178,61

DESVIO PADRÃOon

0,060

0,910

0,016

0,095

0,207

0,128

0,151

0,172

0,218

0,201

0,177

0,185

0,271

APÊNDICE C

VALORES REDUZIDOS

As tabelas Cl a C29 apresentam os valores reduzidos

para a obtenção dos resultados experimentais.

As incertezas mostradas são calculadas utilizando a

metodologia descrita no Apêndice A.

Na parte inferior das tabelas, são mostradas as equa

ÇÕes do grau de subcesfriamento do fluido (AT .(z)) e do perfil

de temperatura da superfície aquecida Tw (z).

0 perfil de temperatura é aproximado por uma reta no

trecho entre z = 15cm e z = 35cm. Esta aproximação é obtida atra

vés do método dos mínimos quadrados.

A equação do perfil é apresentado juntamente com o

seu coeficiente de correlação.

-<J4-

Tabela C.I:

CORRIDA A.1.1.1

9 (Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(ro/s)

T»e 05C9C)

Tu» l^C\c 15* c>

% 25 « ^

Tw í C)

Tit ( f*Jw e 40* C)-

Twe 4 5 ( 9 C)

(Tw - T . ) ( 9 C)e 2 S sat

VALOR

2481,45

26,33

0,51

145,45

147,0!

147,01

146,15

145,10

144,60

144,25

144,08

144,00

12,20

INCERTEZA

16,19

0,17

0,17

0,30

0,26

0,35

0,24

0,31

0,13

0,37

0,29

0,24

Twe15-35

• 19,70 - 0,0832 .

(z) = 148,96 - 0,142z , CORR= -0,93.

Z -x 26,51cm, AT g u b = 17,50 C, Twc~ T ^ * 12,iL9C.

Tabela C.2:

-95-

CORRIDA A.1.1.2

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

Twe 0 5 (*C)

^ e 10 t 9 c >

Twe 15<ÇC)

^ e 20 (<?C)

% 25 ^

* * . 3 0 ( 9 c )

Tv,fi 3 5 <*C>

^ e 40 ( 9 c >

Twe 45(9C)

( T w e 2 5 " T . a t } ( 9 C )

VALOR

2926,01

31,05

0,50

150,10

149,60

148,30

147,50

147,03

146,62

146,22

146,01

146,10

14,13

INCERTEZA

9,40

0,10

0,24

0,25

0,36

0,28

0,27

0,2.9

0,34

0,37

0,22

0,27

AT . (z) = 19,92 - 0,097z .suo

=149,65 - 0,101z , CORR =-0,99

z = 24,95cm, 17,509C,

-96-

Tabela C.3:

CORRIDA A . 1 . 1 . 3

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

TWe 05(9C)

TWfi 10(9C)

^ e 15i<?C>

**. 20 (S?C>

^e 25 ( Ç c )

^ e 30 ( 9 c )

Twe 35(9C)

% 40 ^

Twe 45(9C)

(Twe25 " W (<?C)

VALOR

3192,34

33.87

0,51.

150,53

149,81

148,40

147,80

147,25

146,88

146,49

146,26

146,18

14,35

INCERTEZA

12,49

0,13

0,26

0,27

0,27

0,31

0,22

0,24

0,33

0,37

0,21

0,22

A T sub ( z ) - 19,71 - 0,105z.

=149,73 - 0,095z f CORK « -0,99

z « 20,97, ATsub = 17,509C,

-97-

Tabe la C .4 :

CORRIDA A . 1 . 1 . 4

9(Watts)

q" (Watts/cm2)

VsT(ro/s)

Twe 0 5 ( 9 C)

* * . 10<9c»

Twe 1 5 ( 9 C)

Twe 2 0 ( 9 C)

TWe 2 5 ( 9 C )

^e «A»Twe 35(9C)

% 4 0 { 9 c )

Twe 45(9C)

(Twc25 " W (9C)

VALOR

3434,41

36,44

0,50

151,70

149,40

149,01

148,20

147,80

147,30

147,15

146,75

147,02

14,90

INCERTEZA

13,81

0,14

0,35

0,25

0,33

0,29

0,22

0,30

0,27

0.30

0,39

0,22

ATsub(z) = 19,96 - 0,1142 .

T w e15-35 { 7 ) = 1 5 0 ' 2 0 - °/z - 21,54an, fl

; C 0 K R " -

17,509C,

Tabela C.5:

CORRIDA A.1 .1 .5

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

T«e 05(9C)

Twe 10(9C)

Twe 15(9C)

T*e 20(9C)

Twe 25(9C)

^ e 30 ^

TWe 3 5 (9O

*»e 40(9c>

Twe 45(9C)

i T w e 2 5 " Tsat ) ( 9 c

VALOR

3811,58

40,44

0,50

151,90

151,00

150,20

149,20

148,83

148,00

147,51

147,10

146,82

15,93

INCERTEZA

22,43

0,23

0,26

0,32

0,31

0,32

0,27

0,28

0,22

0,20

0,22

0,27

A T sub ( z ) - 19,73 - 0,126z .

Twe1 5 .3 5(z) = 152,04 - 0,132z

z « 17,73cm, ATgub = 17,509C, Tw

CORK - - 0 , 9 9 .

- 16 ,80^

Tabela C.6:

CORRIDA A.1 .1 .6

JJ (Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

Twe 0 5 ( 9 O

^ e 10<*c>

Twe 1 5(ÇC)

Twe 2 0 (9 O

Twe 2S(9C)

^ e 3 0 ( 9 c )

Twe 3 5 (9C)

% 4O(9C)

Twe 45(9C)

( T w e 2 5 - T s a t > ( 9 c

VALOR

4234,23

44,93

0,51

152,30

150,45

151,10

150,00

149,02

148,05

147,15

147,98

146,90

16,12

NCERTEZA

10,13

0,10

0,47

0,30

0,18

0,32

0,28

0,29

0,17

0,26

0,23

0,28

ATgub(z) = 19,89 - 0,146z.

TWe15_35U) - 153,99 - 0,197z , CORR - -0,99 .1 5 _ 3 5

z = 16,41cm, = 17,5O9C,

Tabela C.7:

-100-

CORRIDA A . 1 . 1 . 7

U(watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

Twc 0 5 ( 9 C)

ive 10(9o

Twe 1 5(9C)

Twe 2 0 (9O

% 25<*C)

TWe 3 0 ( 9 C )

^ e 35 < 9 c )

^ e 40 (*C )

Xwe 4 5 ( 9 O

< T w e 2 5 " T « a t > { Ç Q

VALOR

4380,09

46,47

0,51

152,80

150,97

151,10

150,48

149,52

148,40

147,60

147,40

147,25

16,62

INCERTEZA

23,90

0,25

0,23

0,22

0,20

0,32

0,30

0,31

0,24

0,29

0,25

0,30

ATsub(z) » 19,67 - 0,1482 .

Twe1 5_3 5(z) = 153,96 - 0,182z f CORR - - 1 , 0 •

z » 14,64cm, AT b » 17,509C, 1We- 18,4O9C

Tabela C.8:

-101-

CORRIDA A. 1 .2 .1

P(Watts)

q"(Watts/c»2)

V s T(n./s)

TWB 0 5 ( 9 C )

TWe 1 0 ( 9 C)

Twe 15(9C)

TWe 2 0 ( 9 C)

TW. 2 5 ( 9 C)

^ e 3 0 ( 9 c )

Twe 35(9C)

**• 40 (9c>

Tw e 4 5(9C>

< T w e 2 5 * T s a t ) ( 9 c )

VALOR

2413,45

25,61

0,25

151,02

148,47

147,50

146,80

146,20

145,90

145,40

145,20

145,25

13,30

INCERTEZA

23,35

0,24

0,29

0,26

0,33

0,30

0,31

0,33

0,29

0,22

0,31

0,31

AT . U)sub

Twe15_35(z)

% = 31,00cro,

19,73

148,91

0,lS3z

0,1022 CORR = -0,99

Tabela C.9:

-102-

CORRIDA A.1 .2 .2

gr (watts)

q"(Watts/cm2)

V s T(»/s)

TWe 0 5(9C)

^ e 10(9c>

Twe 1 5 ( 9 C)

% 20 ^

% 25 ^

^ e 30 ^

Twc 35(9C)

*»e 40<9c)

Twe 4 5 ( 9 O

( T w e 2 5 - T s a t } (<?C>

VALOR

2945,66

31,25

0,25

151,50

149,10

149,80

148,15

146,91

146,40

146,20

145,90

145,95

14,01

INCERTEZA

13,78

0,14

0,23

0,30

0,29

0,25

0,21

0,31

0,17

0,25

0,19

0,21

ATsub(z) = 19,63 -• 0,187z .

Twe15_35(z) = 151,97 - 0,179z f CORR = - 0 , 9 5 .

z » 24,79cm, AT_W = 15,00vC, Tw.-T_.. » 14,63 C

Tabela C I O :

-103-

CORRIDA A . I . 2 . 3

P(Watts)

q-(Watts/cm2)

V s T(i»/s)

TWe 0 5 ( 9 C )

^ e 10<*C)

TWe 1 5 ( 9 C)

% 20 ^

Twc 25(9C)

**. 30 ( 9 c )

TWe 3 5 ( 9 C )

^ e 40 ( 9 c >

T w e 45<?c>

t T w e 2 5 " T s a t } t<?C)

VALOR

3208,28

34,04

0,25

152,30

149,01

149,52

148,80

148,21

147,54

146,88

146,52

146,78

15,31

INCERTEZA

4,54

0,04

0,12

0,16

0,08

0,22

0,20

0,28

0,30

0,15

0,23

. 0,20

ATsub(z) = 19,92 - 0,200z .

Twe15_35<z) = 151,46 - 0,131z, CORR = "l,00

z = 24,65cm, - 15,009C, = 15,349C

-104-

Tabela C . l l :

CORRIDA A.1 .2 .4

(/(Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

TVe 0 5 ( 9 C )

Twfi 1 0(ÇC)

Twe 1 5(VC)

Twe 2 0 (9C)

^ e 25 ^

Twe 30(9C)

ÍW# 3 5 (9C)

^ e 4 0 ( 9 c )

Twe 45(9C)

( T w e 2 5 " ^ . . t » ( 9 C )

VALOR

3445,75

36,56

0,26

153,18

152,00

151,02

149,26

149,06

148,39

148,23

148,01

148,15

16,16

INCERTEZA

14,35

0,15

0,13

0,22

0,29

0,17

0,31

0,25

0,24

0,18

0,22

0,31

AT . (z) = 19,98 - 0,210z,BUD

T w e 15-35 ( Z ) * 1 5 2 ' 4 2 " 0,129z,

z - 23,76cm, AT...t. - 15,OO9C,

C 0 R R = ~ 0 ' 9 2 '

16,459C

-105-

Tabela C.12:

CORRIDA A.1.2.5

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

TWe 0 5(9C)

^ e 10 ^

Twe 15(9C)

*"• 20(<?C)

i v e 2 5 ( 9 O

**• 30<*C)

Twe 3 5 (9C,

% 40(<?C)

Twe 4 5(9C)

{ T w e 2 5 " T sat> (<?C)

V A J J O R

3741,80

39,70

0,26

153,58

152,06

152,20

149,95

149,75

148,50

148,20

148,07

148,11

16,85

INCERTEZA

17,09

0,18

0,27

0,33

0,11

0,25

0,23

0,31

0,13

0,12

0,17

0,23

ATsub(z) » 19,80 - 0,2442 .

T w e 1 5 - 3 5 U ) = 1 5 4 ' 4 5 " ° ' 1 3 9 z ' C0RR

z - 19,64cm, A 15,00*C, 17,839C

Tabela C.13:

-106-

CORRIDA A. 1.2.6

9(Watts)

q°(Watts/cm2)

VsT(m/s)

Twe 0 5(*c)

Twe 1 0(9C)

Twe 1 5 ( 9C)

% 2 0(ÇC)

% 25 (<?C)

% 30(<?C)

% 40 ( * C )

Twe 4 5 ( 9 C)

(Two - T )(9C)e25 8 a t

VALOR

4211,52

44,69

0,26

154,50

153,40

150,90

149,80

149,45

147,90

147,30

147,00

147,14

16,55

INCERTEZA

18,46

0,19

0,25

0,23

0,29

0,28

0,30

0,10

0,15

0,27

0,29

0,30

Twe15_35(z) =

z » 20,00cm,

20

153

AT

, 27

,59- o,- o ,

" 15,

2632 .

181z,

oo9c,CORR •

Tw -T '

-0

»17

,97 .

,079C

-107-

Tabela C.14:

CORRIDA A . 1 . 2 . 7

9(Watts)

qM (Watts/cm2)

V s T(m/s)

Twe 0 5 ( 9 C )

Twe 1 0 ( 9 C )

Twe 1 5 ( 9 C )

Twe 2 0 ( 9 C )

Twe 2 5 <9C>

% 30<**>

Twe 3 5 (9 O

% 40 i<?C)

Twe 45(9C)

e25 s a t

VALOR

4392,57

46,61

0,26

154,80

153,40

151,65

150,40

150,28

150,03

148,20

148,01

148,25

17,38

INCERTEZA

21,91

0,23

0,20

0,24

0,26

0,21

0,30

0,28

0,33

0,21

0 ,25

0 ,30

= 19,95 - 0 ,265z .

T w e l 5 - 3 5 U ) - 158,19 - 0 ,287z , CORR = - 0 , 9 8 .

z - 18,68cm, &Tgub » 15 ,00 9 C, Twe-Tg£Jt» 19,9 3 C

-108-

Tabe la C.15:

CORRIDA A . 2 . 2 . 1

9(Watts)

g"(Watts/cm2)

V s T(m/s)

*". 05 ( < ? C )

^ e 1 0 ( 9 c )

Twe 1 5(ÇC)

^ e 20 (?C>

Twe 2 ? ( 9 C)

^ e 30 <*c>

Twe 3 5 ( 9 C)

^ e 40 (<?C)

Twe 4 5(*C)

(Twe25 " W (9C)

VALOR

3215,91

34,12

0,26

152,50

150,30

150,05

151,12

148,08

146,50

146,09

146,31

146,34

15,14

INCERTEZA

17,10

0,18

0,37

0,26

0,25

0,33

0,27

0,29

0,17

0,27

0,27

0,27

A T sub í z )

Twe15-35

= 15,08 - 0,200z ,

(z) • 153,12 - 0,2082, CORR - - 0 , 9 9 '

Z = 25,45 , ATsub10,009C, - 14,93

Tabela C.16:

-109-

CORRIDA B . 1 . 1 . 1

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

V s T(m/s)

Twe 0 5 ( 9 C)

TWe 1OÍ9C)

Twe 1 5 ( 9 C)

Twe 2 0 ( 9 C)

Twfi 2 5 ( 9 C)

**e 30 (<?C)

Twe 3 5 ( 9 C)

% 4 0 ( ? C )

Twe 4 5 ( 9 C)

VALOR

2859,84

30,34

0,50

163,90

162,40

162,01

161,80

161,40

161,10

160,85

160,40

160,35

10,30

INCERTEZA

9,07

0,09

C,30

0r16

0,26

0,20

0,28

0,24

0,26

0,36

0,08

0,28

AT . ( z ) « 34,87 - 0,091z .suo

Tw 1 5 _ 3 5 U) - 162,94 - 0,060z, CORR « -1 ,0

z « 26,04cm, & 32,509C,

Tabela C.17:

COBRIDA B . I . 1 . 2

gr (watts)

q"<Watts/cm2)

V s T ( m / s )

**9 O5(Ç>C>

% io<9c)

% 15'^

% 20(9C)

iwe 2 5 ( 9 O

™e 3 0 ( 9 c )

Twe 35(9C)

% 4 0 { 9 c )

Twe 45<*C>

( T w e 2 5 - T . . t » (<?C

VALOR

3194,97

33,90

0,50

165,10

164,15

163,00

162,62

162,21

161,85

161,40

160,95

161,10

11,11

INCERTEZA

19,51

0,20

0,29

0,31

0,21

0,28

0,27

0,19

0,26

0 ,24

0,33

0,27

ATgub(z) - 34,83 - 0,104z.

Twe,c , C U ) - 164,20 - 0,079z, CORR » -1/0 -15-35z » 22,40cm, 32,509C, « 11,329C

- 1 1 1 -

Tabela C.1B:

CORRIDA B . 1 . 1 . 3

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

Twe 0 5 ( 9 O

i v e X 0 ( 9 O

Twe 15(9C)

% 20<9c )

% 25 ( 9 c )

% 30<*C>

Twe 35(9C)

% 4(J (*C)

Twe 4 5 ( 9 C)

( T w e 2 5 - T s a t ) < * C >

VALOR

3603,37

38,23

0,50

167,80

166,20

166,01

165,26

164,95

164,30

163,95

164,00

163,70

13,85

INCERTEZA

17,34

0,18

0,23

0,25

0,13

0,22

0,24

0,32

0,28

0,26>

0,41

0,24

« 34,91 - 0,119z .

T w e 15-35 ( Z > = 1 6 7 ' 4 3 " ° ' 1 0 2 z ' CORR

z « 2 0 , 3 2 , AT g u b - 3 2 , 5 0 9 C , T

-11?-

Tabela C.19:

CORRIDA B.I.1.4

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

VgT(m/s)

ive 0 5 ( 9 o

T«e 10(9C)

Twe 15(°C)

Twe 2 0 ( 9 C)

Twc 2 5 ( 9 C)

^ e 30 ^

T«e 3 5 (9O

% 40(<?C>

i T w e 2 5 " W (<?C)

VALOR

4045,86

42,93

0,50

169,32

167,80

168,29

167,15

166,10

165,31

164,60

164,10

164,00

15,00

INCERTEZA

12,87

0,14

0,41

0,33

0,29

0,31

0,23

0,21

0,28

0,24

0,31

0,23

ATsub(z>= 34,62 - O,134z,

Twel5_36(z) = 170,90 - 0,184z, CORR » "0,99

z « 20,32cm, AT ....- 32,509C,

-113-

• • - . • • »

Tabela C.20:

CORRIDA 3 . 2 . 1 . 1

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

V sT(m/s)

TWe 0 5<9C)

*"e 10<*C)

^ e 15<9c>

Twe 2 0 ( 9 C)

TWe 2 5 (9C>

% 3(A>iwe 3 5 ( 9 o

^ e 40 ( 9 c )

Twe 4 5 ( 9 C)

Í T w e 2 5 " T sa t> ( 9 °

VALOR

3185,36

33,80

0,51

167,94

166,23

165,82

165,24

164,77

164,31

163,90

163,28

162,91

13,67

INCERTEZA

9,44

0,10

0,23

0,24

0,24

0,25

0,30

0,28

0,29

0,23

0,25

0,30

i) » 29,78 - O,lO4z ,

Twe15_35(z) = 167,14 - 0,0952, COR « -0 ,98 .

z = 21,88cm, - 27,509C, 13,959C.

-tu-

Tabela C.21:

CORRIDA B.2 .1 .2

9(Watts)

[ q"(Watts/cm2)

VST(»/S>

TWe 0 5 ( 9 C )

iwe 1 0 ( 9 o

^ e 15<*C)

iwe 2 0 ( 9 o

^ e 25 « ^

• % 3 0 ( 9 c )

Tw0 3 5 (9C)

^ e 40 ( 9 c )

Twe 4 5 ( 9 C)

(Two25 " W (9C)

VALOR

3717,50

39,44

0,50

168,02

166,22

165,64

165,46

165,28

165,02

164,74

164,98

164,50

14,18

INCERTEZA

15,85

0,17

0 ,19

0,19

0,21

0,25

0,24

0,29

0,18

0,15

0,22

0,24

ATgub(2) = 30,07 - 0,119z .

TWe15_35U) = 166,35 - 0,045z, CORK « -0,99.

z = 21,52cm, &Tgub = 27,509C, Twe-T__. = 14,2%?C

-115-

Tabela C.22:

CORRIDA B.2.1.3

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

iw e 0 5 ( 9 O

ive 1(/c)

Twe 1 5 ( 9 C)

iwe 2 5 ( 9 o

^ e 3 0 ( 9 c )

Twe 35(9C)

% 40 (*C )

Twe 45(9C)

( T w e 2 5 " W (<?C

VALOR

4117,01

43,68

0,50

170,12

169,26

167,45

166,81

166,12

165,50

165,34

165,10

164,92

15,71

INCERTEZA

29,08

0,31

0,18

0,18

0,23

0,21

0,25

0,33

0,29

0,26

0,26

0,25

&Tsufci(z) = 30,04 - 0,128z .

Twe15_35(z) » 169,00 - 0,110z, CORK = -0,90.

z = 19,87cm, &T_..W « 27,5 , Tw^-TM^ - 15,71 c.

-116-

Tabela C.23:

CORRIDA B.1.2.1

gr (watts)

q"(Watts/cm2)

V s T(»/s)

^ e 05{9c>

**e 10 (9c)

^ e 15(9c>

* * . 2 0 ( 9 c )

Twe 2 5 ( 9 C)

^ e 30<*C>

Twe 3 5 (9C)

^ e 40<*c>

^ e 45 ( 9 c >

( T w e 2 5 * T s a t > ( 9 C )

VALOR

2806,37

29,78

0,26

164,15

163,95

163,43

163,03

162,68

162,00

161,40

161,10

161,15

11,58

INCERTEZA

9.32

0,10

0,24

0,18

0,22

0,25

0,28

0,12

0,21

0,31

0,30

0,28

= 35,02 - 0,191z,

Twe15_35(z) * 165,05 - 0,102z, CORR = -0,99.

z - 26,31cm, 4T s u b = 30,00°C, Twe" 11,27 C.

-U7-

Tabela C.24:

CORRIDA B.I.2.2

(T (Watts)

q-{Watts/c«2)

VsT(m/s)

TWe 0 5 ( * C )

TWe 1 0 ( V C )

TWfi 1 5 ( 9 C )

TWe 2 0 ( 9 C )

iwe 2 5 ( 9 o

^ e 30<9c>

Twe 35(9C)

^ e 40 (9c>

Twe 4 5(9C)

( T w e 2 5 " T s a t ) (?C>

VALOR

3143,79

33,36

0,26

166,23

165,10

164,54

163,95

163,39

163,15

162,85

162,10

162,35

12,29

INCERTEZA

16,10

0,i7

0.17

0,23

0,19

0,26

0,14

0,22

0,29

0,25

0,10

0,14

ATgub(z) = 34,98-0,2122.

Twel5_35(z) = 165,79 - 0,088zf COBR = -0,98.

2 « 23,49cra, = 30,009C,

-11b-

Tabela C.25:

CORRIDA B.l.2.3

JM Watts)

q* (Watts/an2)

V s T(»/s)

TWe 0 5(9C)

^ e 10 ( 9 c >

Twe 1 5(9C)

* • 20 ^

Twe 25(9C)

% 3 0 ( 9 c )

Twe 35(9C)

% 40i<?C)

^ e 45 (*C )

e25 s a t

VALOR

3622,13

38,43 1

0,26

168,20

167,52

166,00

165,48

164,98

164,20

163,95

163,22

163,55

13,88

INCERTEZA

20,87

0,22

0,18

0,23

0,21

0,21

0,23

0,27

0,22

0,25

0,20

0,23

ATgub(z) - 35,35 - 0,2312.

Twe15_35(z) » 167,61 - 0,1072, CORK « -0,98.15_35

2 = 23,12cm,30,009C, 14,02ÇC.

-119-

Tabela C.26:

CORRIDA B.1 .2 .4

9(Watts)

q"(Watts/cm2)

VsT(m/s)

TVe 0 5 ( 9 C)

w e 10* c '

Twe 1 5(9C)

w e 20* C I

Twe 2 5 ^ c )

Twe 35(9C)

^ e 40 ( C>

Twe 4 5( 9C)

(Tw - T ) ( C'e2 5 sat

VALOR

4055,36

43,03

0,26

170,50

169,10

168,15

167,06

166,20

165,10

164,50

164,02

164,20

15,10

INCERTEZA

1 6 , 1 1

0 ,17

0,29

0,24

0,26

0,15

0,22

0,32

0,26

0,28

0,26

0,22

34,82 - 0,252z .

Twe.K , , ( z ) * 170,54 - 0,176z, CORR - - 0 , 9 9 .15-"35

30,009C, 16,099C.

-120-

Tabela C.27:

CORRIDA B.2.2.1

•

9(Watts)

q"(Watts/cm2) .

VB T(m/s)

^ e 05(<?c>

Twe 1 0 ( 9 C)

Twe 1 5 ( 9 C )

% 20(9O

Twe 2 5 ( 9 C )

% 30 ^

Twc 35(9C)

TWe 40(9C)

% 45(9C)

<T we 2 5 ' T s a t ) (<?C

VALOR

3209,06

34,05

0,25

166,81

165,00

164,92

164,12

163,52

163,18

162,58

162,50

101,90

12,42

INCERTEZA

17,57

0,19

0,27

0,16

0,16

0,20

0,30

0,21

0,20

0,24

0,26

0,30

= 30,10 - 0,200z .

Tv/e15_35(z) = 166,47 - 0,U2z,

z * 25,47cm, A

CORR - -0,99.

25,009C,

Tabela C.28:

CORRIDA B.2 .2 .2V

9(Watts)

q*(Watts/cm2)

V s T(m/s)

Twfi Q 5 (9c>

TWe 1 0 ( 9 C)

Twe 1 5 ( 9 O

Twe 2 0 ( 9 C)

% 25 {<?C)

% 30 ^

Twe 3 5 < 9 C)

% 4 0 ( 9 c )

Twe 45(9C)

{ T w - T )(9C)25 sac

VALOR

3584,30

38,03

0,25

170,58

166,82

166,90

164,60

163,72

163,20

163,00

162,41

162,45

12,62

INCERTEZA

22,34

0,24 I

0,49

0,25

0,22

0,25

0,26

0,22

0,23

0,34

0,29

0,26

ATgubU) 29,91 - 0,237z .

T w e15-35 ( 2 ) = 1 6 8 ' 8 8 " 0'184z, COUR » -0,92.

z » 20,75cm, AT .* 25,009C, Twe~Tgat * 13,969C.

Tabela C.29:

CORRIDA B . 2 . 2 . 3

9(Watts)

q" (Watts/cm*)

VsT(m/s)

T*e 0 5(9C)

% io(9c)

Twe 15(9C)

% 20<9c>

Tvre 25(9C)

% 30 ^

Twe 3 5 (*C)

% «A»Twe 4 5 ( 9 C)

<Tv# - T )( 9C)C25 s a t

VALOR

4069,8

43,18

0,25

171,00

168,80

167,72

166,25

165,18

164,60

164,00

163,50

163,80

14,08

INCERTEZA

24,80

0,26

0,23

O,1C

0,18

0,19

0,24

0,22

0,20

0,21

0,29

0,24

ATgub(z) = 30,12 - 0,246z ,

Twe1 5 .3 5(z) = 170,10 - 0,182z, CORR « -0 ,98.

z - 20,85cm, AT,,,,,,» 25,009C, TW^-T.... = 15,2O9C.

APÊNDICE D

CALIBRAÇAO

D.l - CALIBRAÇAO DAS PLACAS DE ORIFÍCIO

A vazão é relacionada com a queda de pressão no ori

fício através da equação,

onde

A. - área do orifício.

9 - aceleração da gravidade.

Y - peso específico do fluido.

$ • d/O - relação entre os diâmetros do orifício e

da tubulação.

AP - perda de pressão no orifício.

As placas de orifício são calibradas para a obtenção

do fator de correção da equação teórica. Este fator é chamado

do coeficiente de descarga, C..

A calibração é realizada utilizando os seguintes e-

quiparentos;

- um tanque graduado (previamente aferido), com uma

escala de 0 a 24 litros, menor divisão de escala

-124-

0,25 litros;

- um cronômetro Omega, com precisão para 0,10 segun-

dos.

No método utilizado, é cronometrado o tempo para o

tanque coletar um volume pré-fixado.

Os valores calibrados são valores médios de 5 medi-

das.

As placas são calibradas a 309c, para trabalharem en

9 9 -

tre 110 C e 130 C. Para correção dos efeitos causados pelo aunen

to de temperatura, as equações de calibração são corrigidas por

um fator F. Este fator é calculado como função das expansões ter

micas do tubo e da placa.

A tabela D-I apresenta os valores significativos de

cada placa.

As calibrações das placas são mostradas nas tabelas

D-II e D-III.

A tabela D-IV mostra as equações de calibração e os~ 9 9

fatores de correção para temperaturas entre 110 C e 130 C.

Tabela D-I: Classificação das Placas de Orifício

PLACA 1

PLACA 2

d

8mm

lOmm

3

0,3883

0,4854

ESPE-SSURA

3mm

3 mm

MATERIAL

Alumínio

Alumínio

TOMADAS DEPRESSÃO

D e D/2

D e D/2

Tabela D- l l : Calibraçao da placa 1.

AP

nunHg

5

10

20

40

60

80

100

120

140

VAZÃO TEÓRICA

(LPS)

0,0589

0,0832

0,1178

0,1666

0,2041

0,2356

0,2634

0,2886

0,3117

GRANDEZA

MEDIDA

4 4 0 , O s

3 1 7 , 2 s

2 2 3 , l S

157,9s

128,Ss

111,4s

100,9s

91,6s

84,6s

GRANDEZA

FIXADA

19 1

19 1

19 1

19 1

19 1

19 1.

19 1

19 1

19 1

VAZÃO CALIBRADA (LPS)

0,0432

0,0549

0,0852

0,1203

0,1475

0,1706

0,1883

0,2074

0,2246

DESVIO PADRÃO (LPS)

0,00060

0,00012

0,00022

0,00025

0,00031

0,00030

0,00045

0,00031

0,00028

COEFICIENTE

DE DESCARGA

0,73

0,72

0,72

0,72

0,72

0,72

0,71

.0 ,72

0,72

Tabela D-III: Calibraçao da Placa 2.

AP

mmHg

5

10

20

40

60

80

100

120

140

160

VAZÃO TEÓRICA

(LPS)

0,0935

0,1322

0,1869

0,2643

0,3238

0,3738

0,4180

0,4579

0,4955

0,5287

GRANDEZA

MEDIDA

328,2s

234,8s

166,4s

116, 3s

95,7s

83,5s

74,5s

68,2s

63,5s

58,9s

GRANDEZA

FIXADA

19 1

19 1

19 1

19 1

19 1

19 1

19 1 '

19 1

19 1

19 1

VAZÃO CALII

BRADA (LPS)

0,0579

0,0809

0,1142

0,1634

0,1985

0,2275

0,2549

0,2786

0,2992

0,3225

DESVIO PADRÃO (LPS)

0,00041

0,00038

0,00042

0,00031

0,00035

0,00017

0,00027

0,00030

0,00031

0,00038

COEFICIENTE

DE DESCARGA

0,62

0 , 6 1

0 , 6 1

0,62

0 ,61

0 ,61

0,61

0,61

' 0,60

0,61

Tabela D-TV: Equações de Calibração.

PLACA

1

2

COEFICIENTEDESCARGA

0,72

0,61

EQUAÇÃO DECALIBRAÇÃO(m V s e g )

Q =0,162x10" ft?1 i/7H2"Õ

Q =0,206x10"/7?

FATORP

1,004

1,004

EQUAÇÃO CORRÍGIDA (m 3 7seg)

Q-0,163x10" / Ã F• YH2O

Q«0,207x10" /AP"/YIÍIO*

-128-

D.2 - CURVA DE CAUBRAÇfo DO ROTAMETRO

Para a medida de vazão com o rotametro,ê utilizada a

curva de calibração mostrada na Figura D-I. Nesta figura, também

são exibidos a equação de calibração obtida pelo método dos mini

•os quadrados e o desvio padrão do método. A curva de calibração

• obtida do trabalho de Mauro Bloch C13 3 .

4.0

3.0 -

1.0 —

-

1,

1.

1.

1

ROTAMETROQr r 0 .90 Qi-0.12

=0.0032 Ipm

/

i r •

o/

f i i i i i i

O 0.4 0,8" 1.2 l£ 2X> 2,4 2.8 3.2

VAZÃO INDICADA

3.6 4.0

Qi

Figura D-I: Curva de Calibração do Rotâmetro,

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

[1] - NUKIYAMA, S. , "Maximum and Minimum values of heat trans1

fered from metal to Boiling Water under atmospheric pres

sure", J. Soc. Mech. Engrs., Japan 37,367 (1934).

[2] - Me ADAMS, W.H., W.K. WOODS, and R.L. BRYAN, "Vaporiza -

tion inside Horizontal Tubes", Trans. ASME 63, 545-552

(1941).

[3} - FARBER, E.A., and R.L. SCORAH, "Heat transfer to Water

Boiling under pressure", Trans. ASME 70,369-384 (1948).

[4] - BERGLES, A.E. and ROHSENOW, W.M., "The determination of

forced convection surface boiling heat transfer", Paper

63-HT-22, 6 th National Heat Transfer Conference of the

ASME-AICHE, Boston, 11-14 Aug. (1963).

[5] - Me ADAMS, W.H., KENNEL, W.E., MINDEN, C.S.L., CARL, R.,

PICORNNEL, P.M., and DEW, J.E., "Heat transfer at high

rates to water with surface Boiling", Ind. Engng. Chem.,

41, 9, 1945-1953 (1949).

[6] - JENS, W.H. and LOTTES, P.A., "Analysis of Heat transfer

burnout, pressure drop and density data for high pressure

water", ANL-4627, May (1951).

•

[7j - THOM.J.R.S., WALKER. W.M., FALLOW, T.A. . and REISING ,

G.F.S., "Boiling in subcooled water during flow up heated

tubes or annuli". Paper 6, Symposium on Boiling Heat Trans

. fer in Steam Generating Units and Heat Exchangers, I. Mech.

E., Manchester (London) 15-16 .Sept (1965).

£&] - LUNG, H., LATSCH. K., RAMPF, H., "Boiling heat transfer to

subcooled water in turbulent annular flow", in Heat Trans-

fer in Boiling, Technische UniversitSt MUnchen, Chapter lft

Academic Press (1977).

£9] - JAPIKSE, D., "Advances in Thermoysphon Technology", in

Advances in Heat Transfer, 9, papers I-III, Academic Press,

(1973).

[10] - PECKNER, D., e BERNSTEIN, I.M., Handbook of Stainless

Steels, Academic Press, (1971).

HOLMAN, J.P., Experimental Methods for Engineers, Me. Graw-

Hill Kogakusha, LTD., 3» Edição (1978).

BENEDICT, R.P., Fundamentals of Temperature, Pressure and

Flow Measurements, John Kiley and Sons, Inc., (1969).

BLOCH, M., "Coeficientes de atrito de subcanais e distri -

buição do escoamento em arranjos hexagonais de barras com

espaçadores helicoidais", Tese de Mestrado, Depto. Eng.

Mec, PUC/RJ, (1983).

(14J - BOARTS, R.M., BADGER, W.L., and MEISENBURG, S.J., "Tempera

ture Drop and Liquid-Filnn Coeficcients in Vertical Tubes",

Ind. Eng. Chem., (August 1937), p. 912.

Tese apresentada ao Departamento de Engenharia Mecânica

da Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, fazendo

parte da banca examinadora os seguintes professores:

^

Pedro Carajilescov - Ph.D

Departamento de Engenharia Mecânica - PUC

Antonio Santos Vargas - Ph.D


di fatoAlcir Faro Orlando - Ph.D


Artur José Gonçalves Faya - Ph.D

I.P.E.N. / C. N. E. N. - SP

Visto e permitida a impressão

Rio de Janeiro, 13 de abril de 1984

Coordenador dos Programas de Pós-Gradu içi

do Centro Técnico Científico da PUC/RJ

alfredo josÉ alvim de castro desenvolvimento de … · para analise de ebuliÇÃo tess de mestrado...

Documents