projeto termohidrÁulico do sistema de controle tÉrmico de ... · sistema para controle térmico...

PROJETO TERMOHIDRÁULICO DO SISTEMA DE CONTROLE

TÉRMICO DE PAINÉIS FOTOVOLTAICOS DE ALTA

CONCENTRAÇÃO PARA RECUPERAÇÃO DE CALOR

Gustavo Domingos Pereira

Projeto de Graduação Apresentado ao

corpo docente do Curso de Engenharia

Mecânica da Escola Politécnica,

Universidade Federal do Rio de Janeiro,

como parte dos requisitos necessários à

obtenção do título de Engenheiro.

Orientador: Prof. Renato Machado Cotta

Prof. Carolina Palma

Naveira Cotta

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

AGOSTO DE 2014

UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO

Departamento de Engenharia Mecânica

DEM/POLI/UFRJ





PROJETO DE GRADUAÇÃO SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO

CURSO DE ENGENHARIA MECÂNICA DA ESCOLA POLITÉCNICA DA

UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS

REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE

ENGENHEIRO MECÂNICO.

Aprovado por:

________________________________________________

Prof. Renato Machado Cotta

________________________________________________

Prof. Carolina Palma Naveira Cotta

________________________________________________

Prof. Fernando Pereira Duda

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

AGOSTO DE 2014

iii

Pereira, Gustavo Domingos

Projeto Termohidráulico do Sistema de Controle Térmico

de Painéis Fotovoltaicos de Alta Concentração para

Recuperação de Calor / Gustavo Domingos Pereira – Rio de

Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, 2014.

XV, 99 p.: il.; 29,7 cm.

Orientador: Renato Machado Cotta/ Carolina Palma

Naveira Cotta

Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/ Curso

de Engenharia Mecânica, 2014.

Referencias Bibliográficas: p. 95-98.

1. Introdução. 2. Revisão de Literatura. 3. Projeto

Termohidráulico do Sistema de Controle térmico. 4.

Conclusão. I. Cotta, Renato Machado. II. Universidade

Federal do Rio de Janeiro, Escola Politécnica, Curso de

Engenharia Mecânica. III. Projeto Termohidráulico do

Sistema de Controle Térmico de Painéis Fotovoltaicos de

Alta Concentração para Recuperação de Calor.

iv

AGRADECIMENTOS

Primeiramente eu gostaria de agradecer ao meu pai, José Ricardo Domingos

Pereira e à minha mãe, Sissi Aparecida Martins Pereira por me auxiliarem em todos os

aspectos da minha faculdade, desde o início até os momentos mais difíceis, sempre

dispostos a me estender a mão perante meus erros e me ajudando a superar minhas

falhas e a não me acomodar com meus acertos, sempre mostrando que não há caminho

que não possa ser percorrido quando se possui pessoas que te amam e se importam

incondicionalmente com o seu bem estar em relação às escolhas que a vida te põe à

prova. Espero fazer jus ao exemplo de ser humano que me espelho nos dois.

Gostaria de agradecer também a toda a minha família que esteve indireta ou

diretamente ligada a essa jornada para que eu pudesse me tornar um privilegiado com

um diploma que espero que seja o começo de outras realizações da minha carreira.

Gostaria de agradecer também aos professores Renato Machado Cotta, Carolina

Palma Naveira Cotta e Fernando Pereira Duda, pela incrível compreensão e apoio no

decorrer da finalização do projeto. Em especial ao professor Renato Machado Cotta, por

confiar em mim como capaz de realizar um projeto importante e por ter me visto

respeitosamente como um futuro engenheiro, mesmo nas condições mais adversas.

Gostaria de agradecer mais especial ainda para a professora Carolina Palma Naveira

Cotta, que apesar de extremamente atarefada, se dispôs a me ajudar em um momento

crucial, relevando os aspectos negativos da situação e me mostrando o que é ser capaz

de produzir um trabalho de alta qualidade. Espero um dia alcançar um nível equivalente.

Agradeço à minha companheira Isadora Barros, por se manter quase sempre

paciente e sensata nas horas difíceis em que precisei de compreensão e apoio. Por me

ensinar muita coisa, e por mudar minha visão em relação ao mundo. Sou eternamente

grato e ansioso pelo futuro que nos espera.

Por fim agradeço aos meus amigos de infância, que fiz no centro acadêmico da

escola de engenharia, no curso de Física, na república da Dona Vera, chopadas, festas,

viagens, Intereng e nas caronas engarrafadas, por estarem comigo nas horas boas e nas

ruins, por respeitarem minhas peculiaridades e me aceitarem do jeito que eu sou.

Grande parte de quem eu sou hoje é graças a todos. Espero que eu possa fazer jus ao

carinho e afeto que conquistei por parte de cada um.

v

Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como

parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.





Agosto / 2014

Orientador: Renato Machado Cotta

Carolina Palma Naveira Cotta

Curso: Engenharia Mecânica.

O presente trabalho apresenta a concepção e o projeto termohidráulico de um

sistema para controle térmico de um painel com células fotovoltaicas de alta

concentração (HCPV) da empresa ATS, o sistema HCPV Sunflower, capaz de

concentrar 1200 sóis e de gerar uma potencia elétrica de 300Watts cada painel. Assim,

aborda-se de forma simultânea os problemas térmicos inerentes à conversão direta de

energia solar em energia elétrica e a utilização do calor removido das células, em

processo de dessalinização por membrana

vi

Abstract of Undergraduate Project presented to DEM/UFRJ as a part of

fulfillment of the requirements for the degree of Mechanical Engineer.

THEMOHIDRAULIC DESIGN OF THE HIGH CONCENTRATION

PROTOVOLTAIC PANELS THERMAL CONTROL SYSTEM FOR

HEAT RECUPERATION


August / 2014

Advisor: Renato Machado Cotta

Carolina Palma Naveira Cotta

Course: Mechanical Engineering.

This work presents the concept and thermo-hydraulic design of a thermal control

system for a high concentration photovoltaics panel (HCPV) made by ATS-Pyron

company, the Sunflower HCPV system, capable of concentrating 1200 suns and

generate an electric power of 300 Watts for each panel. Therefore, it simultaneously

addresses the thermal problems inherent to the direct conversion of solar energy into

electrical energy and of using the heat removed from the cells in a membrane

desalination process.

vii

Sumário

Índice de Ilustrações ........................................................................................................ ix

Índice de Tabelas ........................................................................................................... xiv

1. Introdução.................................................................................................................. 1

1.1. Motivação .......................................................................................................... 1

1.2. Objetivo ............................................................................................................. 2

2. Revisão de Literatura ................................................................................................ 4

2.1. Células Fotovoltaicas de Alta Concentração ..................................................... 4

2.2. HCPV Sunflower da empresa ATS ................................................................. 10

2.3. Micro-trocadores de Calor ............................................................................... 12

3. Projeto Termohidráulico do Sistema de Controle Térmico .................................... 18

3.1. Tubulação das Entradas da Linhas ................................................................... 29

3.2. Tubulação das Saídas das Linhas ..................................................................... 38

3.3. Manifold ........................................................................................................... 44

3.4. Tubulação da Saída do Módulo ....................................................................... 50

3.5. Tubulação da Entrada do Módulo .................................................................... 56

3.6. Flange ............................................................................................................... 63

3.7. Conexão Flangeada .......................................................................................... 65

3.8. Determinação da perda de carga ...................................................................... 71

3.8.1. Perda de carga distribuída......................................................................... 72

viii

3.8.2. Perda de carga localizada ......................................................................... 77

3.9. Dimensionamento das bombas ........................................................................ 83

3.10. Escolha do isolamento térmico .................................................................... 85

3.11. Escolha do trocador de calor ........................................................................ 88

3.12. Escolha do dessalinizador ............................................................................ 90

4. Conclusão ................................................................................................................ 93

Bibliografia ..................................................................................................................... 95

ANEXO I – Diagrama de Moody ................................................................................... 99

ix

Índice de Ilustrações

Figura 1 – Desenho esquemático do projeto [1] ............................................................... 3

Figura 2 – Geração de corrente elétrica em uma célula fotovoltaica de silício. Fonte:

http://www.redarc.com.au/ ............................................................................................... 5

Figura 3 – (1) Secção da lente Fresnel e (2) Seção da lente plano-convexa equivalente

[4] ..................................................................................................................................... 6

Figura 4 – Gráfico da variação da eficiência da célula fotovoltaica com a temperatura da

célula [8] ........................................................................................................................... 8

Figura 5 – Gráfico da variação da eficiência da célula fotovoltaica com a concentração

da célula para varias temperaturas, modificado de [10] ................................................... 9

Figura 6 – Aumento de eficiência de diversas configurações de células fotovoltaicas ao

longo dos anos ................................................................................................................ 10

Figura 7 – Painéis HCPV Sunflower. Fonte: http://hi-globe.com/ ................................ 11

Figura 8 – Comparativo entre diferentes tipo de células fotovoltaicas. Fonte: http://hi-

globe.com/ ...................................................................................................................... 12

Figura 9 – Influencia da largura do micro-canal, altura do micro-canal, razão entre

espessura da aleta e a largura do micro-canal e largura do bocal na (a) perda de carga

através do micro-trocador e (b) resistência térmica da estrutura [13] ............................ 14

Figura 10 – (a) Comparação da queda de pressão através da estrutura para um meio

poroso e para o modelo tridimensional teórico; (b) gráfico superior: distribuição de

fluxo mássico com região de entrada/saída de seção transversal constante e com bocal

de entrada convergente e bocal de saída divergente – gráfico inferior: distribuição da

x

queda de pressão axial nos canais da região de entrada (quadrados) e de saída (círculos)

[13] ................................................................................................................................. 16

Figura 11 – Vista inferior da desenho esquemático 3D completo .................................. 19

Figura 12 – Dimensões externas do módulo fornecidas pelo fabricante. Cotas em mm

[in] [15] ........................................................................................................................... 21

Figura 13 – Desenho esquemático 3D do módulo HCPV Sunflower ............................ 22

Figura 14 – Desenho esquemático 3D do módulo com as dimensões fornecidas pelo

fabricante. Cotas em mm ................................................................................................ 23

Figura 15 – (1) Vista interna do microtrocador, (2) Espessura do microtrocador, (3)

Comprimento do microtrocador e (4) Largura do microtrocador [1] ............................. 24

Figura 16 – Desenho técnico da tampa do microtrocador de calor: vistas e isométrica

[1]. Cotas em mm ........................................................................................................... 25

Figura 17 – Desenho esquemático 3D da parte posterior do módulo, mostrando o

posicionamento das cinco bombas em paralelo .............................................................. 26

Figura 18 – Desenho esquemático 3D da montagem com o posicionamento dos

manifolds de entrada e saída ........................................................................................... 27


manifolds de entrada e saída e a bomba de segurança .................................................... 28

Figura 20 – Exemplo de tubulação do tipo convoluted. Fonte:

http://3.imimg.com/data3/RY/EK/MY-4990620/stainless-steel-convoluted-hose-core.pdf

........................................................................................................................................ 29

Figura 21 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de entrada da linha ....... 30

Figura 22 – Conexão tipo T com A = 0,79” (20,07 mm) ............................................... 30

Figura 23 – Conexão tipo cruzeta com A = 0,79” (20,07 mm) ...................................... 31

Figura 24 – Esquema da região de entrada da linha ....................................................... 31

xi

Figura 25 – Volumes de controle da seção ..................................................................... 32

Figura 26 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de entrada da linha com os

volumes de controle representados ................................................................................. 33

Figura 27 – Representação geométrica da seção. Cotas em mm .................................... 34

Figura 28 – Destaque nas cotas das regiões circuladas em vermelho para escolha de

projeto. Cotas em mm ..................................................................................................... 36

Figura 29 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de entrada da linha com as

seções a serem determinadas .......................................................................................... 37

Figura 30 – Vista lateral da seção de entrada da linha. Cotas em mm ........................... 37

Figura 31 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de saída da linha ........... 38

Figura 32 – Esquema da região de saída da linha........................................................... 39

Figura 33 – Volumes de controle da seção ..................................................................... 39

Figura 34 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de saída da linha com os

volumes de controle representados ................................................................................. 40

Figura 35 – Representação geométrica da seção. Cotas em mm .................................... 40

Figura 36 – Vista lateral da região de saída da linha. Cotas em mm.............................. 41

Figura 37 – Esquema do trecho da tubulação que compreende a entrada e a saída da

linha ................................................................................................................................ 41

Figura 38 – Desenho esquemático 3D da tubulação das regiões de entrada e saída das

linhas ............................................................................................................................... 42

Figura 39 – Desenho esquemático do posicionamento das cinco linhas do sistema, com

os trinta microtrocadores e suas respectivas tubulações de entrada e saída ................... 43

Figura 40 – Desenho esquemático 3D da montagem com todas as tubulações de entrada

e saída das cinco linhas ................................................................................................... 44

xii



Figura 42 – Desenho esquemático do manifold com suas medidas. Cotas em mm ....... 45

Figura 43 – Dimensão do furo e altura do manifold. Cotas em mm .............................. 46

Figura 44 – Dimensão do furo e seu posicionamento em relação à face externa do

manifold. Cotas em mm .................................................................................................. 47

Figura 45 – Identificação das variáveis no manifold ...................................................... 49

Figura 46 – Desenho esquemático 3D da montagem com todas as tubulações de entrada

e saída das cinco linhas e com as tubulações de saída do módulos ................................ 51

Figura 47 – Desenho esquemático do posicionamento das cinco linhas do sistema, com

os trinta micro-trocadores e suas respectivas tubulações de entrada e saída e a tubulação

de saída do módulo ......................................................................................................... 52

Figura 48 – Desenho esquemático da linha de centro da tubulação de saída do módulo.

Cotas em mm .................................................................................................................. 52

Figura 49 – Desenho esquemático 3D do posicionamento do manifold de saída .......... 53

Figura 50 – Vista isométrica do desenho esquemático da montagem com a mangueira

flangeada de saída do módulo ........................................................................................ 54

Figura 51 – Vista isométrica da mangueira de saída do módulo. Cotas em mm ........... 55

Figura 52 – Desenho esquemático 3D do módulo com todas as tubulações de entrada e

saída das cinco linhas e com as tubulações de entrada e saída do módulo..................... 56

Figura 53 – Desenho esquemático do posicionamento de toda a tubulação do módulo

contida entre o manifold de admissão e o manifold de saída ......................................... 57

Figura 54 – Desenho esquemático da linha de centro da tubulação de entrada do

módulo. Cotas em mm .................................................................................................... 57

xiii



Figura 56 – Vista inferior do desenho esquemático 3D completo ................................. 59

Figura 57 – Vista isométrica da mangueira de entrada do módulo. Cotas em mm ........ 60

Figura 58 – Vista isométrica da mangueira flangeada de saída do módulo. Cotas em mm

........................................................................................................................................ 61

Figura 59 – Vista isométrica do desenho esquemático 3D completo ............................. 62

Figura 60 – Vista inferior do desenho esquemático 3D completo ................................. 63

Figura 61 – Desenho técnico do flange .......................................................................... 64

Figura 62 – Desenho esquematico do flange de padrão NPS ½” classe 150 [17] .......... 65

Figura 63 – Desenho técnico das arruelas [20] .............................................................. 66

Figura 64 – Sequencia de aperto nos parafusos [20] ...................................................... 68

Figura 65 – Trocador de calor da marca APEMA. Fonte: http://www.apema.com.br/ . 90

Figura 66 – Dessalinizador de membrana da marca SolarSpring Gmbh ........................ 91

Figura 67 – Diagrama de Moody .................................................................................... 99

xiv

Índice de Tabelas

Tabela 1 – Parâmetros geométricos do estudo [14] ........................................................ 16

Tabela 2 – Dimensões das cotas do flange em mm ........................................................ 64

Tabela 3 – Dimensões das arruelas em mm ................................................................... 66

Tabela 4 – Dados dos parafusos [19, 20]........................................................................ 66

Tabela 5 – Dados da força e torque atuando no parafuso para 100% de sua tensão de

escoamento ..................................................................................................................... 68

Tabela 6 – Dados da força e torque atuando no parafuso para 100% de sua tensão de

escoamento ..................................................................................................................... 68

Tabela 7 – Dados dos diâmetros internos e externos da junta e da raised face do flange

em mm ............................................................................................................................ 69

Tabela 8 – Calculo da perda de carga distribuída na entrada da linha ........................... 75

Tabela 9 – Calculo da perda de carga distribuída na entrada da linha ........................... 75

Tabela 10 – Calculo da perda de carga distribuída na saída do módulo ........................ 76

Tabela 11 – Calculo da perda de carga distribuída na entrada do módulo ..................... 76

Tabela 12 – Quantidade de conexões e acidentes na tubulação em cada trecho ............ 79

Tabela 13 – Coeficientes de perda de carga [23]............................................................ 79

Tabela 14 – Calculo da perda de carga localizada na entrada da linha .......................... 80

Tabela 15 – Calculo da perda de carga localizada na saída da linha .............................. 81

Tabela 16 – Calculo da perda de carga localizada na saída do módulo ......................... 81

Tabela 17 – Calculo da perda de carga localizada na entrada do módulo ...................... 82

Tabela 18 – Modelos do fabricante MICROPUMP. Fonte: www.micropump.com/ ...... 84

xv

Tabela 19 – Informações técnicas dos modelos da MICROPUMP [26] para uma vazão

de 871,56 mL/min .......................................................................................................... 84

Tabela 20 – Informações técnicas dos modelos da MICROPUMP [26] para uma vazão

de 174,3 mL/min ............................................................................................................ 85

Tabela 21 – Raio crítico de isolamento em mm para alguns materiais e algumas

condições de escoamento do ar ...................................................................................... 87

1

1. Introdução

1.1. Motivação

Nas ultimas décadas, têm-se produzido um número elevado de pesquisas científicas

na área de fontes alternativas de energia, como alternativas energeticamente e

financeiramente viáveis para substituir a energia fóssil. Estas fontes alternativas, são por

definição renováveis, podendo ser encontradas abundantemente na natureza e de

maneira quase inexaurível, dadas as devidas proporções e exploração de cada uma

delas.

Dentre as várias fontes de energia alternativa em estudo atualmente, pode-se dar um

destaque para o Biogás, Álcool e Óleos Vegetais, Hidrogênio, Energia Eólica e a

Energia Solar, sendo esta última a motivação do presente projeto.

A energia solar é uma das principais opções no cenário atual como geração de

energia alternativa, por ser proveniente de uma fonte de certo modo inesgotável e por

ser 100% renovável.

A motivação deste projeto surgiu com a aquisição de dez painéis fotovoltaicos de

alta concentração da empresa ATS, o sistema HCPV Sunflower, pelo LabMEMS

(Laboratório de Nano e Microfluidica e Microssistemas) do PEM/COPPE, capaz de

concentrar 1200 sóis e de gerar uma potencia elétrica de 300 W cada painel, e com a

possibilidade de tratar de forma simultânea: os problemas térmicos inerentes à

2

conversão direta de energia solar em energia elétrica e a utilizando do calor removido

das células, por recuperação térmica, em processos de dessalinização por membrana. .

1.2. Objetivo

A Figura 1 mostra um desenho esquemático [1] do sistema completo de controle

térmico ativo do painel com célula fotovoltaica (sistema de arrefecimento) e do sistema

secundário para aproveitamento deste calor rejeitado em um processo de dessanilização

por membrana.

Neste contexto, o objetivo do presente trabalho encontra-se na concepção e projeto

termohidráulico do sistema de arrefecimento para controle térmico de um painel com

células fotovoltaicas de alta concentração (HCPV) da empresa ATS, o sistema HCPV

Sunflower, capaz de concentrar 1200 sóis e de gerar uma potencia elétrica de 300 W

cada painel. O projeto propõe limitar o consumo do acionamento elétrico deste circuito

termohidraulico em no máximo 10% da energia gerada pelo módulo HCPV, respeitando

os requisitos de operação do sistema de dessalinização comercial previamente

especificado, como vazão de água salobra no dessalinizador e temperatura ótima de

operação.

No desenvolvimento do presente estudo partiu-se de uma configuração otimizada,

teórico e experimentalmente estudada por CORRÊA [2] e GUERRIERI [1] para o

micro-trocador de calor a ser empregado na refrigeração ativa das células fotovoltaicas

HCPV. Sendo assim, como objetivos mais específicos do presente trabalho, obteve-se o

dimensionamento e seleção de materiais para a tubulação do sistema termohidraulico

capaz de fornecer a vazão mássica necessária para cada micro-trocador determinada

3

experimentalmente em CORRÊA [2] e GUERRIERRI [1], bem como a seleção das

bombas de alimentação do sistema e seleção do isolamento térmico da tubulação.

Figura 1 – Desenho esquemático do projeto [1]

4

2. Revisão de Literatura

2.1. Células Fotovoltaicas de Alta Concentração

Existem atualmente diversas maneiras de se captar a luz do sol. Uma destas maneiras

é através de células fotovoltaicas feitas de um semicondutor, sendo as placas feitas de

silício ou arsenieto de gálio as mais comuns.

A Figura 2 mostra um esquema simplificado do processo de geração de energia

elétrica em uma célula fotovoltaica feita de silício.

O átomo de silício possui 4 elétrons livres em sua camada de valência, criando uma

necessidade de completar sua nuvem eletrônica. Por isso, cada átomo de silício se liga a

outros 4 átomos, formando uma estrutura cristalina.

Para melhorar a capacidade de conduzir eletricidade do silício puro como

semicondutor, outros elementos são adicionados à sua estrutura na forma de impurezas,

em um processo chamado de dopagem.

Quando o silício é dopado com fósforo, a estrutura resultante é chamada de silício

tipo-N (N de negativo), devido à prevalência de elétrons livres. Quando a dopagem

ocorre com boro, a estrutura resultante é chamada de silício tipo-P (P de positivo),

devido à falta de elétrons na estrutura. Uma célula fotovoltaica é formada quando uma

placa de silício tipo-N é colocada em proximidade com uma placa de silício tipo-P.

5

Quando os fótons da luz do sol incidem na célula fotovoltaica, eles energizam e

retiram elétrons livres dos átomos que compõem o silício tipo-N em um processo

chamado efeito fotoelétrico. Estes elétrons livres tendem à se movimentar no sentido da

placa de silício tipo-P para preencher os espaços vazios devido à falta de elétrons. Para

aproveitar o movimento destes elétrons na forma de corrente elétrica, a placa de silício

tipo-N é conectada à placa de silício tipo-P por um condutor, daí ocorrendo a geração de

energia elétrica.

Figura 2 – Geração de corrente elétrica em uma célula fotovoltaica de silício. Fonte:

http://www.redarc.com.au/

Outros elementos estruturais compõe a célula fotovoltaica como um revestimento

antirreflexo que, devido à alta reflexividade da célula, atua como uma cobertura para

conservar a placa contra efeitos atmosféricos e a lentes de concentração, presentes em

painéis fotovoltaicos de alta concentração.

O estudo apresentado em por CHONG et al. [3] defende, entre outras, a ideia de se

utilizar lentes Fresnel para substituir as lentes plano-convexas que eram utilizadas para

que o fator de concentração solar aumentasse. A função da lente Fresnel em uma

estrutura geradora de energia solar é a mesma de uma lente plano-convexa: o

direcionamento dos raios solares para a célula fotovoltaica, aumentando a concentração

de raio solares que atingem a célula, porém possibilitando um aumento de concentração

6

de potência maior em relação às lentes plano-convexas. A Figura 3 mostra a seção de

uma lente Fresnel e a seção de uma lente plano-convexa equivalente.

Figura 3 – (1) Secção da lente Fresnel e (2) Seção da lente plano-convexa equivalente [4]

Existem diversos tipos de configuração para as camadas que compõe a célula,

podendo ser citadas as células de silício monocristalino, células de silício policristalino,

células de junção simples, células multi-junção com duas ou três junções.

Independentemente de sua construção, o custo de células fotovoltaicas ainda é

relativamente elevado, encarecendo o custo da energia elétrica produzida através da

captação de energia solar. A utilização de lentes concentradoras para direcionar estes

raios para as células possibilitam o aumento da eficiência dos módulos e diminuição dos

custos da energia.

O que diferencia os painéis fotovoltaicos comuns de painéis fotovoltaicos

concentrados é basicamente a inclusão de um componente óptico como lentes Fresnel

para concentrar a luz solar nas células fotovoltaicas. O estudo feito por MOKRI e

EMZIANE [5] propõe uma classificação dos painéis de acordo com o material que é

7

constituía a célula fotovoltaica, do sistema de refrigeração e da sua taxa de concentração

de sóis:

LCPV (Low-Concentration Photovoltaic) – células de silício com refrigeração

passiva e concentração solar de até 40 sóis;

MCPV (Mid-Concentration Photovoltaic) – células multi-junção com

refrigeração ativa e concentração solar entre 40 e 300 sóis;

HCPV (High-Concentration Photovoltaic) – células multi-junção com

necessidade de dissipador de calor de alta capacidade e concentração solar entre

300 e 2000 sóis.

A eficiência de células fotovoltaicas atualmente está limitada em 25% [6] devido às

altas taxas de energia que são convertida da forma de ondas eletromagnéticas para calor.

Células fotovoltaicas com concentração de 100 sóis e resfriadas passivamente por

convecção natural podem atingir temperaturas de até 1200 K [6], tornando necessária a

retirada ativa deste calor dissipado pelas células de modo que o seu rendimento seja

melhorado.

A condutividade térmica das células fotovoltaicas foi estudada por HO et al. [7] para

se determinar o impacto da refrigeração das células no limite possível do fator de

concentração solar na célula. Segundo os autores, para um dissipador com coeficiente

de transferência de calor da ordem de , a concentração máxima

possível da célula é fotovoltaica é da ordem de 10.000 sóis, ou seja, . Para

as condições apresentadas pelos autores, a condutividade térmica da célula mostrou-se

determinante para a eficácia da remoção de calor pelo dissipador.

Ainda neste mesmo estudo [7], os autores afirmam que acima de 4 sóis de

concentração há a necessidade de se incluir um dispositivo de troca de calor pois a troca

8

de calor por convecção natural na superfície da célula se mostra insuficiente sozinha e

que para concentrações acima de 150 sóis há a necessidade de se manter um

resfriamento ativo e controlado sobre as células, já que seu rendimento decresce

linearmente com o aumento da temperatura, conforme WILLIAMS [8] e pelo trabalho

feito por DALAL e MOORE [9].

A Figura 4 ilustra a relação da eficiência da célula fotovoltaica com a variação de sua

temperatura [8].

Figura 4 – Gráfico da variação da eficiência da célula fotovoltaica com a temperatura da célula [8]

A Figura 5 ilustra os resultados do estudo realizado por MBEWE et al. [10] , onde os

autores apresentam expressões semi-empíricas que relacionam a eficiência em função

da concentração para células fotovoltaicas de silício, com a temperatura parametrizada.

9

Figura 5 – Gráfico da variação da eficiência da célula fotovoltaica com a concentração da célula

para varias temperaturas, modificado de [10]

O tipo de construção em que são feitas as células fotovoltaicas também influencia

diretamente o rendimento do painel, que tem aumentado significantemente ao longo dos

últimos 30 anos. Um estudo realizado pelo Laboratório Nacional de Energia Renovável

(NREL1) do departamento de energia dos EUA mostra o efeito do aumento de eficiência

ao longo dos anos, como pode ser visto na Figura 6.

1 National Renewable Energy Laboratory – U.S. Department of Energy

10

Figura 6 – Aumento de eficiência de diversas configurações de células fotovoltaicas ao longo dos

anos

2.2. HCPV Sunflower da empresa ATS

Enquanto painéis HCPV com células feitas de silício possuem cerca de 500:1 de

concentração da potência solar, o módulo HCPV Sunflower , da empresa ATS, alega

atingir níveis de 1200:1 de fator de concentração solar.

A Figura 7 mostra uma foto dos painéis fotovoltaicos Sunflower, onde pode-se

observar diversos módulos, contendo 30 células fotovoltaicas de alta concentração cada.

11

Figura 7 – Painéis HCPV Sunflower. Fonte: http://hi-globe.com/

Outra diferença do painel Sunflower é o material de que são feitas as células

fotovoltaicas, comumente fabricadas a base de silício. Os painéis Sunflower são

fabricados com outro tipo de semicondutor, o arsenieto de gálio e são fabricados e

vendidos em módulo contendo 30 células fotovoltaicas capaz de gerar 300 W de

potência cada módulo.

Segundo informações retiradas de seu website, as células fotovoltaicas feitas de

silício chegam a atingir uma taxa de perda de potência de 0,5% para cada grau célsius

que a temperatura ultrapassa 25 °C.

Outra informação também retirada do website do fabricante diz que quando

operando expostas ao sol, a temperatura pode chegar a até 75 °C, diminuindo a potência

nominal de uma célula de silício em 20% a 25% enquanto que as células de arsenieto de

gálio têm sua potência nominal reduzida em apenas 5% sob as mesmas condições de

temperatura. A Figura 8 mostra um comparativo de porcentagem de potência para

células operando a temperaturas de 20 °C (em vermelho para Sunflower e verde para as

12

demais) e 40°C (em vinho para Sunflower e azul para as demais) acima da temperatura

de referência de 25°C para diferentes tipos de configurações de células fotovoltaicas:

Sunflower, célula fotovoltaica de silício monocristalino, célula fotovoltaica de silício

policristalino e filme fino.

Figura 8 – Comparativo entre diferentes tipo de células fotovoltaicas. Fonte: http://hi-globe.com/

2.3. Micro-trocadores de Calor

Um micro-trocador de calor é um elemento mecânico similar a um trocador de

calor convencional, porém em escala reduzida. Seu objetivo é promover a transferência

de energia térmica entre dois sistemas. Um trocador de calor é utilizado em uma

situação em que se deseja trocar calor entre um fluido e o seu sistema vizinho sem que

haja a mistura ou contato do mesmo com este sistema.

Os primeiros estudos realizados em 1981 por TUCKERMAN e PEASE [11]

foram direcionados para aplicações de sistemas eletrônicos integrados devido à alta

http://hi-globe.com/

13

necessidade de dissipação de calor dos componentes e foi sugerido um micro-trocador

de silício otimizado com 1 cm² de área com canais de 57 x 365 μm e parede entre os

canais de 57 μm de largura.

Posteriormente o problema de transferência de calor conjugado de um canal de

um micro-trocador feito de silício foi analisado por QU e MUDAWAR [12], utilizando

o método de elementos finitos através da simplificação das equações de Navier-Stokes e

foi concluído que o número de Nusselt era inversamente proporcional ao número de

Reynolds. Consequentemente, para um aumento do numero de Reynolds, o gradiente de

temperatura ao longo do canal diminuía.

Um outro estudo realizado por ESCHER et al. [13] sobre a transferência de calor

conjugado foi estudado, levando-se em consideração a performance de troca de calor do

micro-trocador com um estudo semi-empírico unidimensional e uma análise

tridimensional teórica da variação dos parâmetros relacionados ao fenômeno e suas

influencias nas características térmicas e hidrodinâmicas do escoamento.

O estudo [13] mostrou que as características hidrodinâmicas do escoamento

estavam diretamente relacionadas com a largura dos micro-canais e dos bocais de

entrada e saída, enquanto as características térmicas da troca de calor por convecção

dependiam majoritariamente da largura dos canais.

A Figura 9 mostra dois gráficos obtidos com o estudo [13]. A Figura 9-a mostra

a relação da razão da variação de pressão obtida após a mudança individual de vários

parâmetros sobre a variação de pressão antes desta mudança. A Figura 9-b mostra a

relação da resistência térmica da estrutura sobre a resistência térmica antes da mudança

dos mesmos parâmetros. O parâmetros variados foram a largura do bocal de entrada wN,

a altura e a largura do canal hFT,ch e wHT,ch e a razão entre a espessura da aleta e do canal

14

wHT,w/wHT,ch. Ambos os gráficos foram plotados para resultados obtidos para um

modelo tridimensional teórico e um modelo unidimensional semi-empírico,

considerando-se uma vazão fixa de 1 l/min. A razão de variáveis xi/xBL no gráfico

representam genericamente cada um dos parâmetros variados no estudo, sendo xi a

representação do parâmetro após a sua mudança e xBL o valor do parâmetro antes da

mudança. Os parâmetros que foram variados estão representados nas legendas de ambos

os gráficos.

Figura 9 – Influencia da largura do micro-canal, altura do micro-canal, razão entre espessura da

aleta e a largura do micro-canal e largura do bocal na (a) perda de carga através do micro-trocador

e (b) resistência térmica da estrutura [13]

O estudo [13] analisou também a influência da seção de entrada/saída de

distribuição do fluido para os micro-canais em relação às características hidrodinâmicas

do sistema. Foi utilizada uma aproximação para uma estrutura de transferência de calor

como um meio poroso. Como pode ser visto na Figura 10–a, a comparação das

características de queda de pressão entre a estrutura de troca de calor e a aproximação

como um meio poroso mostrou que o desempenho hidrodinâmico é representado com

acurácia relativamente alta pela aproximação feita.

15

A Figura 10-b apresenta dois gráficos relativos às seções de entrada e saída de

distribuição do fluido para os micro-canais. O gráfico superior mostra a variação da

vazão mássica relativa ao longo da posição das seções de entrada e saída de distribuição

do fluido desde o primeiro micro-canal até o último para duas configurações diferentes:

regiões de entrada/saída com seção transversal reta e outra com bocal de entrada

convergente e bocal de saída divergente. O gráfico inferior mostra a variação da pressão

das seções de entrada e saída de distribuição do fluido, desde o primeiro micro-canal até

o último, para as mesmas configurações do gráfico superior.

Como pode ser visto do gráfico superior da Figura 10–b, existe uma diferença de

70% na vazão mássica entre o micro-canal do início da distribuição e o micro-canal na

saída, para a configuração de regiões de entrada/saída com seção transversal reta. No

gráfico inferior, os pontos com marcadores pretos representam a configuração das

regiões de entrada/saída com os bocais divergente/convergente e os pontos com

marcadores brancos representam a configuração para regiões de entrada/saída com

seção transversal constante. Neste gráfico, pode ser visto que a queda de pressão para a

configuração com bocais é menor do que para a configuração com seção reta.

16

Figura 10 – (a) Comparação da queda de pressão através da estrutura para um meio poroso e para

o modelo tridimensional teórico; (b) gráfico superior: distribuição de fluxo mássico com região de

entrada/saída de seção transversal constante e com bocal de entrada convergente e bocal de saída

divergente – gráfico inferior: distribuição da queda de pressão axial nos canais da região de

entrada (quadrados) e de saída (círculos) [13]

DANG e TENG [14] realizaram um estudo onde foi simulado numericamente o

escoamento em 1 micro-trocador e 2 mini-trocadores de calor com a mesma área

transversal de escoamento. Os parâmetros geométricos utilizados no estudo para cada

trocador como a largura (Wc) e altura (Dc) do canal podem ser vistos na Tabela 1.

Tabela 1 – Parâmetros geométricos do estudo [14]

Como resultado, o estudo [14] mostrou que o micro-trocador T1 apresentou a

melhor eficiência de troca térmica dentre os três. Cerca de 20%-30% mais eficiente do

que o mini-trocador T2 e 50% mais eficiente do que o mini-trocador T3.

17

Apesar de apresentar a melhor eficiência de troca térmica dos três trocadores, o

micro-trocador T1 apresentou a maior perda de carga, enquanto que o mini-trocador T3

apresentou a menor. Foi concluído que a eficiência de troca térmica aumenta com a

diminuição das dimensões dos canais, porém a perda de carga também aumenta.

O estudo desenvolvido por GUERRIERRI [1] apresenta a fabricação e analise

teórico-experimental em bancada laboratorial do micro-trocador de calor otimizado por

CORRÊA [2], baseado em algumas restrições de projeto como a manutenção do menor

desvio padrão da temperatura no substrato da célula. Neste trabalho GUERRIERRI [1]

analisa em laboratório o micro-trocador de calor quando sujeito a baixos e altos fluxos

de calor, aproximando assim as suas analises experimentais e teóricas das situações

reais as quais este estará submetido quando instalado de fato no painel fotovoltaico

HCPV Sunflower, o mesmo que esta sendo considerado no presente estudo.

Neste contexto, do que se tem hoje em conhecimento adquirido pela revisão de

literatura, tem-se que, embora alguns trabalhos em micro-trocadores de calor estejam

sendo aplicados a refrigeração ativa de painéis fotovoltaicos não se tem conhecimento

até o momento de painéis que façam uso destes comercialmente. E é neste ambiente que

o presente projeto de fim de curso se insere, apresentando uma concepção e projeto de

um sistema termohidraulico que permita o uso de sistemas de refrigeração ativos de

painéis HCPV, com os micro-trocadores de calor, combinados ao reaproveitamento

deste calor rejeitado em um processo secundário, como por exemplo o sistema de

dessalinização por membrana .

18

3. Projeto Termohidráulico do Sistema

de Controle Térmico

O painel solar considerado no contexto do presente estudo, da empresa ATS, o

sistema HCPV Sunflower, capaz de concentrar 1200 sóis e de gerar uma potencia

elétrica de 300 W cada painel apresentado na Figura 7 é composto por trinta células

solares, distribuídas em 5 linhas horizontais e 6 colunas verticais. Este painel é

comercializado com uma base aletada que promove o resfriamento passivo do módulo

com a corrente de ar natural do ambiente, o que por vezes pode acarretar em uma

temperatura de operação mais elevada do que a temperatura de operação otimizada, mas

principalmente não permite a reutilização deste calor removido.

Partindo então da proposta apresentada por CORRÊA [2] e GUERRIERRI [1]

de troca deste sistema de refrigeração passivo por um sistema ativo baseado no micro-

trocador de calor, o presente trabalho teve como as principais etapas de projeto o

dimensionamento e seleção de materiais para a tubulação do sistema termohidraulico

capaz de fornecer a vazão mássica necessária para cada micro-trocador determinada

experimentalmente em [1], bem como a seleção das bombas de alimentação do sistema,

seleção do isolamento térmico da tubulação.

Em resumo, o projeto mecânico foi organizado nas seguintes etapas:

Projeto geométrico da alimentação dos micro-trocadores;

Determinação da perda de carga:

o Distribuida;

o Localizada;

19

Dimensionamento das bombas;

Escolha do isolamento térmico;

Escolha do sistema de dessalinização

A Figura 11 apresenta o projeto completo do circuito termohidraulico proposto no

contexto do presente trabalho modelado computacionalmente, onde pode se ver as

tubulações de entrada e saída dos micro-trocadores, bem como os manifolds de

distribuição de fluxo e a bomba de segurança. Em seguida todos estes itens serão

detalhadamente discutidos e especificados.

Figura 11 – Vista inferior da desenho esquemático 3D completo

20

Para projetar o circuito termohidráulico apresentado na Figura 11 para

arrefecimento do painel HCPV, o presente projeto teve como ponto de partida a analise

das dimensões e cotas fornecidas pelo catálogo do fabricante para cada modulo HCPV

Sunflower, como pode ser visto na Figura 12. Todavia, faltava nesta documentação

disponível informação sobre o posicionamento real de cada uma das células

fotovoltaicas, assim como a especificação completa das dimensões de cada um de seus

componentes. Sabendo-se que cada modulo dispõem 30 unidades geradoras de potencia,

distribuídas em 5 linhas horizontais e 6 colunas verticais. E partindo da hipótese que as

células fotovoltaicas devem estar localizadas no centro de cada uma destas unidades

geradoras de potência do módulo, estimou-se que cada unidade geradora tenha a

dimensão de 196,83mm (cota horizontal) por 197,4 mm (cota vertical). A Figura 13 e a

Figura 14 mostram um desenho esquemático 3D do módulo HCVP Sunflower. Todas as

dimensões estão em milímetros.

21

Figura 12 – Dimensões externas do módulo fornecidas pelo fabricante. Cotas em mm [in] [15]

22

Figura 13 – Desenho esquemático 3D do módulo HCPV Sunflower

23

Figura 14 – Desenho esquemático 3D do módulo com as dimensões fornecidas pelo fabricante.

Cotas em mm

Cada uma das 30 células fotovoltaicas HCPV, presentes nas 30 unidades

geradoras de potencias, devem ser refrigeradas pelos seus respectivos micro-trocadores

de calor otimizados por CORRÊA [2] e fabricados por GUERRIERRI [1]. O micro-

trocador pode ser visto na Figura 15. Todavia, como o fabricante do painel não forneceu

informações sobre o tamanho das células fotovoltaicas bem como as suas disposições

no módulo, foi considerado no contexto do presente projeto, que as células fotovoltaicas

se encontram na parte mais posterior da parte traseira do painel permitindo desta forma

que micro-trocadores sejam instalados/fixados externamente ao modulo, facilitando

assim a conexão dos micro-trocadores à linha de arrefecimento do circuito

termohidraulico.

24

A Figura 15 mostra as dimensões reais do micro-trocador fabricado por

GUERRIERRI [1] e a Figura 16 apresenta o desenho técnico da tampa do micro-

trocador, mostrando em detalhe o sistema de conexão do micro-trocador com o sistema

termohidraulico de arrefecimento. Todas as dimensões estão em milímetros.

(1)

(2)

(3)

(4)

Figura 15 – (1) Vista interna do microtrocador, (2) Espessura do microtrocador, (3) Comprimento

do microtrocador e (4) Largura do microtrocador [1]

25

Figura 16 – Desenho técnico da tampa do microtrocador de calor: vistas e isométrica [1]. Cotas em

mm

No projeto das linhas de conexão dos micro-trocadores com o circuito

termohidraulico de arrefecimento, optou-se por sub-dividir o módulo HCPV em cinco

vias de alimentação, sendo cada uma delas responsável pela alimentação de 6 micro-

trocadores. Ou seja, cada modulo terá então 5 bombas operando em paralelo, cada uma

alimentando um linha horizontal com 6 micro-trocadores. Neste caso cada bomba é

responsável por uma vazão total de 174,3 mL/min equivalente a seis vezes a demanda

de cada micro-trocador de calor (29,05 mL/min).

As cinco bombas são posicionadas no plano de simetria que divide o painel solar

ao meio, separando quinze micro-trocadores no lado esquerdo do painel e quinze micro-

trocadores do lado direito do painél, como pode ser visto na Figura 17.

26

Figura 17 – Desenho esquemático 3D da parte posterior do módulo, mostrando o posicionamento

das cinco bombas em paralelo

Na definição do espaço geométrico que cada uma destas 5 bombas ocupará na

parte traseira do painel baseou-se, não em uma bomba especificadamente selecionada,

mas sim em uma média das dimensões físicas de bombas que operam a vazões

equivalentes às requisitadas no presente projeto, ou seja 174,3 mL/min, com um soquete

de saída padrão 1/8” NPT [16]. Infelizmente não foi possível de ser detalhar e/ou

determinada a fixação das bombas no módulo pela falta de informação técnica

disponibilizado pela Sunflower, por isso somente seu posicionamento foi especificado.

A Figura 18 mostra em detalhe o projeto completo proposto para a distribuição

dos fluxos ao 30 micro-trocadores do módulo HCPV. As seções da tubulação na cor

27

azul representam tubulações de entrada e as seções da tubulação na cor vermelha

representam tubulações de saída.

Figura 18 – Desenho esquemático 3D da montagem com o posicionamento dos manifolds de entrada

e saída

Os fluxos de chegada e saída das sub-linhas de bombas em paralelo, são

distribuídos por dois manifold de cinco vias, que respectivamente direcionam os fluxos

que estão vindo e voltando do trocador de calor do circuito principal de arrefecimento.

No presente projeto, optou-se por utilizar também uma bomba em série com o

circuito de alimentação, antes do fluxo ser divido para as 5 sub-linhas de bombas em

paralelo. Esta bomba funciona como uma bomba de segurança, e por estar em série com

as demais opera antes da chegada do fluxo no manifold de cinco vias na entrada do

módulo, como uma garantia de que, caso alguma bomba falhe, toda a sua via de

distribuição não fique inoperante enquanto não é feita a manutenção. A Figura 19

28

mostra em detalhe o projeto proposto para a distribuição dos fluxos com os manifolds e

a bomba de segurança. As seções da tubulação na cor azul representam tubulações de

entrada e as seções da tubulação na cor vermelha representam tubulações de saída.


e saída e a bomba de segurança

Em todo o sistema, foi escolhido utilizar uma tubulação de PTFE

(politetrafluoretileno) do tipo convoluted, para permitir contração ou expansão de

trechos da tubulação após a montagem para ajuste do sistema. A Figura 20 mostra um

exemplo de tubulação deste tipo.

29

Figura 20 – Exemplo de tubulação do tipo convoluted. Fonte: http://3.imimg.com/data3/RY/EK/MY-

4990620/stainless-steel-convoluted-hose-core.pdf

A seguir serão discutidos os posicionamentos geométricos e elementos

estruturais das sub-divisões do sistema termohidráulico, para que posteriormente, a

perda de carga possa ser determinada. Para facilitar o entendimento o sistema foi

subdividido em entradas das linhas, saídas das linhas, saída do módulo e entrada do

módulo.

3.1. Tubulação das Entradas da Linhas

A entrada da linha foi definida como sendo os trechos do sistema que deixam

cada uma das 5 bombas das sub-linhas e direciona o fluxo para os seis micro-trocadores.

A Figura 21 mostra o desenho esquemático 3D projetado para ser a tubulação da região

de entrada da linha.



30

Figura 21 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de entrada da linha

Como pode ser visto na Figura 21 acima, após deixar cada uma destas 5 bombas

da sub-linha, o fluxo é dividido em dois por uma conexão tipo T fêmea, de dimensões

padronizadas [17] com rosca padrão 1/8” NPT [16]. O valor de cota A = 0,79” (20,07

mm). A Figura 22 mostra um desenho técnico da conexão.

Figura 22 – Conexão tipo T com A = 0,79” (20,07 mm)

Como pode ser visto na Figura 21, após a passagem do fluxo pela conexão tipo

T, uma conexão do tipo cruzeta fêmea, de dimensões padronizadas [17] com rosca de

padrão 1/8” NPT [16] com a cota A = 0,79” (20,07 mm), foi utilizada de cada lado, de

31

modo que o fluxo pudesse ser dividido em três partes. A Figura 23 mostra o desenho

técnico de uma conexão deste tipo.

Figura 23 – Conexão tipo cruzeta com A = 0,79” (20,07 mm)

A Figura 24 mostra um esquema da tubulação da entrada da linha. Apenas a

linha de centro de cada trecho foi representada.

Figura 24 – Esquema da região de entrada da linha

Para garantir que o fluxo seja dividido de maneira igualitária para os três

microtrocadores após a passagem pela conexão tipo cruzeta, a região de entrada das

linhas foi dividida em três volumes de controle e neles aplicados a equação de

Bernoulli. Cada volume de controle compreende uma seção da linha que deixa a

conexão tipo cruzeta.

De modo a garantir a mesma queda de pressão no trechos da linha, fixadas as

velocidades e mesma diferença de altura, as perdas de cargas localizadas e distribuídas

devem possuir o mesmo valor.

32

Por este motivo, a mesma quantidade de acidentes na linha foi projetada para os

três trechos, contemplando dois cotovelos em cada trecho, antes do direcionamento para

os micro-trocadores. O trecho final onde o fluxo é direcionado efetivamente para os

micro-trocadores não foi levado em consideração para esta consideração geométrica, já

que sua dimensão é a mesmo para os três trechos, possuindo apenas relevância no

cálculo da perda de carga do sistema, que será calculada mais a frente. A Figura 25

mostra a seção da linha que compreende os três volumes de controle. Apenas a linha de

centro da tubulação foi representada. A Figura 26 mostra o desenho esquemático 3D

projetado para ser a tubulação da região de entrada da linha com os volumes de controle

representados.

Figura 25 – Volumes de controle da seção

33

Figura 26 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de entrada da linha com os volumes de

controle representados

Na equação de Bernoulli, o valor da perda de carga corresponde ao último termo

do lado direito da equação. Como as perdas de carga localizadas são as mesmas para as

três linhas, existe somente a necessidade de igualar entre si as perdas de carga

distribuídas entre estes três trechos, o que é o mesmo que dizer que o comprimento da

tubulação nestas seções devem ser iguais.

(3.1)

Onde

34

Considerando as dimensões do módulo e do micro-trocador de calor e

garantindo um espaço de no mínimo 11,2 mm entre as linhas de centro da tubulação,

para garantir que haverá espaço na configuração para todo o circuito, a seguinte

representação do trecho é mostrada na Figura 27. Todas as dimensões estão em

milímetros.

Figura 27 – Representação geométrica da seção. Cotas em mm

Na Figura 27 pode ser observado, que as variáveis x, y e z são incógnitas a

serem encontradas para que o trecho do sistema esteja devidamente definido

geometricamente.

As três variáveis são encontradas, igualando-se o comprimento da tubulação

contido nos três volumes de controle:

35

(3.2)

(3.3)

(3.4)

Mesmo com a solução do sistema, ainda não é possível determinar os valores

das três variáveis. Apenas o valor da variável z é encontrado, e uma relação entre as

variáveis x e y:

O valor de y é apenas uma referência geométrica para facilitar a instalação do

projeto, não possuindo limitação quanto aos valores que pode assumir desde que sejam

positivos, necessitando o valor de x receber uma análise mais detalhada.

Para a solução do sistema é feita uma escolha de projeto, observando-se os dois

valores nas regiões destacadas na Figura 28, pode-se notar os valores das cotas nos dois

trecho das tubulação: 45,57 – x e x – 11,2. Todas as dimensões estão em milímetros.

36

Figura 28 – Destaque nas cotas das regiões circuladas em vermelho para escolha de projeto. Cotas

em mm

Como pode ser observado, o valor de x deve estar entre 11,2 mm e 45,57 mm,

para que não haja um valor negativo em nenhuma das duas equações. Também pode ser

observado que o primeiro valor diminui conforme o valor de x aumenta. Já o segundo

valor aumenta conforme x aumenta.

Como há uma limitação prática de tamanho mínimo para a tubulação, foi feita

uma escolha de projeto em que os dois segmentos terão o mesmo valor. Igualando-se as

duas equações, obtém-se:

E por consequência:

Depois de calculados os valores de x, y e z, o trecho do sistema termohidráulico

compreendido pelas entradas das linhas fica praticamente todo definido para que a perda

37

de carga referente a estes trechos seja calculada, restando apenas a serem calculadas as

dimensões perpendiculares ao plano do módulo e a distância da conexão tipo cruzeta

para a conexão tipo T para que a geometria deste trecho fique completamente definida.

A Figura 29 mostra uma ampliação na região com as seções a serem determinadas.

Figura 29 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de entrada da linha com as seções a

serem determinadas

Por escolha de projeto, a escolha do comprimento vertical de cada tubulação que

entra nos micro-trocadores foi de 123,17 mm, de modo que para a seguinte bomba

escolhida para o projeto, o comprimento de tubulação fosse de 60,0 mm. Deste modo, é

garantido que haverá espaço suficiente para que uma bomba diferente seja escolhida. A

Figura 30 mostra uma vista lateral da seção de entrada da linha. As dimensões foram

calculadas de centro a centro de cada tubulação. Todas as dimensões estão em

milímetros.

Figura 30 – Vista lateral da seção de entrada da linha. Cotas em mm

38

3.2. Tubulação das Saídas das Linhas

A saída da linha foi definida como o trecho do sistema que deixa os micro-

trocadores e direciona o fluxo para a saída do módulo. A Figura 31 mostra o desenho

esquemático do projeto da tubulação da região de saída da linha.

Figura 31 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de saída da linha

O dimensionamento deste trecho do sistema foi feito de maneira similar ao

dimensionamento das entradas das linhas, pelo mesmo motivo descrito anteriormente:

pra que não haja uma diferença da divisão dos fluxos após a passagem pela conexão

tipo cruzeta, os segmentos do trecho da tubulação na saída dos três micro-trocadores

devem ser iguais entre si. A Figura 32 mostra um esquema da tubulação da entrada da

linha. Apenas a linha de centro de cada trecho foi representada.

39

Figura 32 – Esquema da região de saída da linha

A Figura 33 Figura 25 mostra a seção da linha que compreende os três volumes de

controle similares aos volumes de controle utilizados para calculas os comprimentos dos

segmentos de entrada da linha. Apenas a linha de centro da tubulação foi representada.

A Figura 34 mostra o desenho esquemático 3D projetado para ser a tubulação da região

de entrada da linha com os volumes de controle representados.

Figura 33 – Volumes de controle da seção

40

Figura 34 – Desenho esquemático 3D da tubulação da região de saída da linha com os volumes de

controle representados

De maneira similar à calculada para as entradas das linhas, a Figura 35 mostra a

distribuição geométrica do trecho da tubulação, com os valores x = 28,38 mm, y = 0,46

mm e z = 78,35 mm. Todas as dimensões estão em milímetros.

Figura 35 – Representação geométrica da seção. Cotas em mm

De maneira similar à geometria da entrada da linha, a escolha do comprimento

vertical de cada tubo foi de 123,17 mm, como pode ser visto na Figura 36. Todas as


41

Figura 36 – Vista lateral da região de saída da linha. Cotas em mm

A Figura 37 mostra uma representação esquemática do trecho da tubulação

composto pela entrada da linha e pela saída da linha. A Figura 38Figura 21 mostra o

desenho esquemático 3D da tubulação das regiões de entrada e saída da linha. As seções

da tubulação na cor azul representam tubulações de entrada e as seções da tubulação na

cor vermelha representam tubulações de saída. A Figura 39 mostra o conjunto com os

trinta micro-trocadores posicionados na parte posterior do modulo e a Figura 40 mostra

a o desenho esquemático 3D do módulo completo com as tubulações de entrada e saída

das linhas posicionadas. As seções da tubulação na cor azul representam tubulações de

entrada e as seções da tubulação na cor vermelha representam tubulações de saída.

Figura 37 – Esquema do trecho da tubulação que compreende a entrada e a saída da linha

42

Figura 38 – Desenho esquemático 3D da tubulação das regiões de entrada e saída das linhas

43

Figura 39 – Desenho esquemático do posicionamento das cinco linhas do sistema, com os trinta

microtrocadores e suas respectivas tubulações de entrada e saída

44

Figura 40 – Desenho esquemático 3D da montagem com todas as tubulações de entrada e saída das

cinco linhas

3.3. Manifold

Os cinco fluxos de entrada e de saída são direcionados/recolhidos,

respectivamente, em manifolds, cujo dimensionamento será tratado mais a frente. A

Figura 41 mostra o posicionamento deste manifold de saída e de entrada.

45


e saída

Segue na Figura 42 um desenho esquemático detalhado do manifold projetado com

suas medidas. Todas as dimensões estão em milímetros.

Figura 42 – Desenho esquemático do manifold com suas medidas. Cotas em mm

46

Como o manifold foi projetado para que houvesse as menores medidas possíveis

devido à limitação de espaço entre os módulos, a altura escolhida foi de 30,24 mm, com

10,0 mm de espessura de parede. Com isso o furo de padrão 1/8” NPT [16] , que possui

diâmetro interno de 10,24 mm, tangencia as faces superior e inferior da parte interna do

manifold, como pode ser visto na Figura 43. Todas as dimensões estão em milímetros.

Figura 43 – Dimensão do furo e altura do manifold. Cotas em mm

A distancia escolhida da lateral do manifold até o primeiro furo do mesmo foi de

45,54 mm, para que a lateral do manifold coincida com a lateral do módulo, facilitando

sua montagem e posicionamento. A Figura 44 mostra um desenho esquemático da

região do manifold. Todas as dimensões estão em milímetros.

47

Figura 44 – Dimensão do furo e seu posicionamento em relação à face externa do manifold. Cotas

em mm

Partindo das linhas de centro de todas as tubulações das saídas das linhas, o

posicionamento dos outros furos foi determinado, possuindo o mesmo distanciamento

entre si que as linhas de centro das tubulações de saída da linha, ou seja, 194,7 mm. Os

cinco furos são de padrão NPT 1/8” [16], com 10,24 mm de diâmetro. A largura total da

seção é, portanto, de 880,90 mm.

Para o calculo do comprimento do manifold, a função da variação de área com a

posição e o ângulo foram determinadas a seguir.

48

( )

(3.5)

Consequentemente

( )

(3.6)

Onde

( )

A Figura 45 mostra estas variáveis identificadas no manifold.

49

Figura 45 – Identificação das variáveis no manifold

A saída do manifold foi dimensionada de maneira a possuir apenas um furo de

padrão 1/8” NPT [16], com 10,24 mm de diâmetro. A largura e a altura da seção

transversal são ambas de 30,24 mm, para que o furo tangencie as superfícies internas do

manifold.

Com a função de variação de área calculada e sabendo-se que o valor da área inicial

A1 é 8815,6 mm² e que o valor da área final A(y) é 104,9 mm² e utilizando-se um

ângulo de inclinação de 20° como escolha de projeto, pôde-se encontrar um valor para o

comprimento da seção inclinada do manifold de 154,81 mm.

Como escolha de projeto, foi utilizado um comprimento equivalente à metade do

valor encontrado para o comprimento da seção inclinada do manifold, para que o fluido

se misture e as eventuais diferenças de pressão provenientes de cada uma das 5 linhas

seja diminuída.

50

3.4. Tubulação da Saída do Módulo

A tubulação de saída do módulo foi dimensionada com 60,0 mm de distancia da

conexão tipo T. Este valor é um valor estimado que depende das dimensões do suporte

do modulo, que todavia não foram fornecidas pelo fabricante do HCPV Sunflower. A

dimensão deve ser ajustada depois de obtidas as dimensões reais do suporte. A

dimensão lateral escolhida foi de 713,50 mm até o manifold. Esta dimensão está

relacionada também com a largura do suporte do módulo devendo ser, portanto,

ajustada depois de obtidas as medidas reais.

A Figura 46 mostra uma vista da região do desenho esquemático 3D com a

tubulação de saída do módulo posicionada.

51

Figura 46 – Desenho esquemático 3D da montagem com todas as tubulações de entrada e saída das

cinco linhas e com as tubulações de saída do módulos

A Figura 47 mostra o conjunto com os trinta micro-trocadores posicionados na

parte traseira do modulo, com os trechos de tubulação de entrada e saída da linha, com o

trecho de saída do módulo.

52

Figura 47 – Desenho esquemático do posicionamento das cinco linhas do sistema, com os trinta

micro-trocadores e suas respectivas tubulações de entrada e saída e a tubulação de saída do módulo

A Figura 48 mostra um desenho esquemático da linha de centro do trecho da

tubulação, com as suas respectivas cotas. Todas as dimensões estão em milímetros.

Figura 48 – Desenho esquemático da linha de centro da tubulação de saída do módulo. Cotas em

mm

Os cinco fluxos são recolhidos em um manifold, cujo dimensionamento foi

abordado anteriormente. A Figura 49 mostra o posicionamento deste manifold de saída.

53

Figura 49 – Desenho esquemático 3D do posicionamento do manifold de saída

Ao sair deste manifold,, uma mangueira com uma conexão de padrão 1/8” NPT

[16] em uma das extremidades e um flange de padrão NPS ½” classe 150 [17] na outra,

direciona o fluxo para o trocador de calor do circuito principal de arrefecimento.

A Figura 50 mostra uma vista isométrica do desenho esquemático da montagem

com a mangueira flangeada de saída do módulo posicionada.

54

Figura 50 – Vista isométrica do desenho esquemático da montagem com a mangueira flangeada de

saída do módulo

A mangueira possui diâmetros interno e externo iguais aos das tubulações

utilizadas no dimensionamento de entrada e saída das linhas, sendo este diâmetro

expandido na extremidade flangeada, devido aos diâmetros normatizados do flange

[17]. Estes diâmetros serão tratados na seção de perda de carga.

A posição da mangueira foi escolhida de uma maneira genérica, dado a

impossibilidade de se definir um comprimento sem as dimensões exatas tanto do

módulo, quanto do trocador de calor escolhido. Por este motivo, foi considerada a pior

situação, em que o comprimento da mangueira se estende até o plano médio do módulo.

55

A Figura 51 mostra uma vista isométrica da mangueira. As cotas representam as

distâncias centro a centro de cada trecho da tubulação. Todas as dimensões estão em

milímetros.

Figura 51 – Vista isométrica da mangueira de saída do módulo. Cotas em mm

56

3.5. Tubulação da Entrada do Módulo

A Figura 52 mostra uma vista da região do desenho esquematico com a

tubulação de entrada do módulo posicionada.

Figura 52 – Desenho esquemático 3D do módulo com todas as tubulações de entrada e saída das

cinco linhas e com as tubulações de entrada e saída do módulo

A Figura 53 mostra o conjunto com os trinta microtrocadores posicionados na

parte traseira do modulo, com os trechos de tubulação de entrada e saída da linha, com

os trechos de saída e entrada do módulo.

57

Figura 53 – Desenho esquemático do posicionamento de toda a tubulação do módulo contida entre

o manifold de admissão e o manifold de saída

A tubulação de entrada do módulo foi dimensionada com os mesmos 713,50 mm

de distancia do manifold de saída do módulo. Este valor também é um valor genérico

que depende das dimensões do suporte do modulo. O comprimento escolhido de entrada

da bomba foi de 30,0 mm, que também deve ser ajustado de acordo com a bomba

utilizada, observando raio mínimo de curvatura de mangueira especificada pelo

fabricante. A Figura 54 mostra um desenho esquemático da linha de centro do trecho da

tubulação. Todas as dimensões estão em milímetros.

Figura 54 – Desenho esquemático da linha de centro da tubulação de entrada do módulo. Cotas em

mm

58

A Figura 55 mostra o desenho esquemático da região posterior do modulo com

os dois manifolds, de entrada e saída, posicionados bem como as linhas de entrada e

saída aos micro-trocadores.


e saída

Antes de o fluxo entrar neste manifold, uma mangueira com uma conexão de

padrão 1/8” NPT [16] nas duas extremidades, direciona o fluxo proveniente de uma

bomba de segurança em série com as outras cinco bombas do sistema. A mangueira

possui diâmetros interno e externo iguais aos das mangueiras anteriores.

A posição desta mangueira foi também escolhida de uma maneira genérica,

pelos mesmos motivos que a geometria da mangueira de saída do sistema. A Figura 56

mostra uma vista inferior da região posterior do modulo, onde se pode visualizar a

mangueira de entrada e sua montagem.

59

Figura 56 – Vista inferior do desenho esquemático 3D completo

A Figura 57 mostra uma vista isométrica da mangueira. As cotas representam as

distâncias centro a centro de cada trecho da tubulação. Todas as dimensões estão em

milímetros.

60

Figura 57 – Vista isométrica da mangueira de entrada do módulo. Cotas em mm

Na Figura 58 pode se ver a vista isométrica da tubulação que conecta a bomba

em série em detalhe. Em uma extremidade a mangueira é conectada a uma conexão de

padrão 1/8” NPT [16] e na outra um flange de padrão NPS ½” classe 150 [17]. Todas as


61

Figura 58 – Vista isométrica da mangueira flangeada de saída do módulo. Cotas em mm

A Figura 59 e a Figura 60 mostram vistas isométricas da montagem completa do

circuito termohidraulico com todos os elementos, proposto no contexto do presente

trabalho, onde pode se ver as tubulações de entrada e saída dos micro-trocadores, bem

como os manifolds de distribuição de entrada e saída, as mangueiras de conexão e a

bomba de segurança em série.

62

Figura 59 – Vista isométrica do desenho esquemático 3D completo

63

Figura 60 – Vista inferior do desenho esquemático 3D completo

3.6. Flange

A saída do manifold foi determinada baseada em uma análise preliminar das

conexões padrão para trocadores de calor comerciais e foi concluído que um flange do

tipo weld-neck, de padrão NPS ½” classe 150 [17] seria usado, forjado segundo as

64

especificações da norma ASTM A 105/A 105M - 03 [18]. Os parafusos utilizados de

classe B7 foram escolhidos segundo a norma ASTM A 193/A 193 M -04a [19]. A

Figura 61 e a Tabela 2 mostram o desenho técnico do flange e suas medidas. Todas as


Figura 61 – Desenho técnico do flange

Ah B O X Y tf R W Holes

21,3 15,8 90 30 46 9,6 34,9 60,3 15,9 Tabela 2 – Dimensões das cotas do flange em mm

O flange é inserido na extremidade do manifold através de uma solda. A Figura 62

mostra o desenho esquematico do flange em vista isométrica.

65

Figura 62 – Desenho esquematico do flange de padrão NPS ½” classe 150 [17]

Após a determinação da conexão flangeada no trocador de calor, o projeto fica

completamente definido geometricamente, dadas as limitações de dimensões não

informadas pela fabricante do HCPV Sunflower.

3.7. Conexão Flangeada

A montagem segue o padrão determinado pela ASME - PCC-1 [20], com uma

arruela em contato com a cabeça do parafuso e uma arruela em contato com a porca,

onde o torque é aplicado. A Figura 63 e a Tabela 3 mostram o desenho técnico da

arruela e suas dimensões [20]. Todas as dimensões estão em milímetros.

66

Figura 63 – Desenho técnico das arruelas [20]

I.D. [mm] O.D. [mm] T [mm]

15,0 28,0 3,0 Tabela 3 – Dimensões das arruelas em mm

O torque de aperto dado nos parafusos da conexão flangeada de saída do

manifold foi determinado segundo o Apêndice O da ASME - PCC-1 [20]. Na Tabela 4

estão as informações para o cálculo do torque relativo à tensão de escoamento dos

parafusos. A constante de lubrificação utilizada foi escolhida baseada no uso comum do

bissulfeto de molibdênio como lubrificante, onde este valor é tomado como padrão.

Limite de Escoamento

Diâmetro de

Rosca

[mm]

Área de Raiz

[mm²]

Constante de

Lubrificação

105 ksi 724 MPa 12,7 81,1

0,16 Tabela 4 – Dados dos parafusos [19, 20]

A prática comum é de que o aperto dado seja de 70% do torque relativo à tensão

de escoamento dos parafusos, porém, como a pressão e temperatura de operação são

relativamente baixas, o torque escolhido foi o relativo a 50% da tensão de escoamento

já que este torque já é suficiente para garantir uma tensão te aperto de vedação na junta

devido às dimensões reduzidas do flange.

67

A força atuando em cada parafuso é dada pela fórmula

(3.7)

Onde

O Apêndice K da ASME - PCC-1 [20] estabelece a seguinte fórmula para o de

cálculo do torque a ser aplicado em cada parafuso

(3.8)

Onde

68

Na Tabela 5 e a Tabela 6 estão as informações referentes à força e o torque

atuando em cada parafuso da conexão flangeada para duas situações diferentes.

100% da Tensão de Escoamento

Força Torque

13199 lb 58,7 kN 88,0 lb.ft 119,3 N.m Tabela 5 – Dados da força e torque atuando no parafuso para 100% de sua tensão de escoamento

50% da Tensão de Escoamento

Força Torque

6599 lb 29,35 kN 44,0 lb.ft 59,65 N.m Tabela 6 – Dados da força e torque atuando no parafuso para 100% de sua tensão de escoamento

A sequencia de aperto foi seguida conforme um dos modelos sugeridos pela

ASME - PCC-1 [20], utilizando-se o método clássico com 1 ferramenta, conforme a

Figura 64.

Figura 64 – Sequencia de aperto nos parafusos [20]

69

Como a pressão atuando no sistema é relativamente baixa e o aperto dado na

junta pelo flange é limitado pela quantidade de parafusos utilizados, uma junta não

metálica e laminada foi escolhida.

Como o líquido de trabalho dentro do sistema é água, uma junta de fibra laminada

com borracha é a mais indicada. A prática de campo de engenharia mostra que a junta

de papelão hidráulico com borracha nitrílica, absorve água com o tempo e “envelhece”

melhorando a capacidade de vedação da junta. Uma das espessuras mais utilizadas no

mercado para pressões baixas até médias é a de 1,6 mm, devido ao seu baixo grau de

relaxamento.

Na Tabela 7 estão as informações dos diâmetros interno e externo da junta

padronizadas pela ANSI/ASME - B16.21 [21] e do raised face do flange, padronizadas

pela ANSI/ASME - B16.5 [17]. Todas as dimensões estão em milímetros.

Junta Raised Face

I.D.

[mm]

O.D.

[mm]

I.D.

[mm]

O.D.

[mm]

21,0 48,0 18,8 34,9 Tabela 7 – Dados dos diâmetros internos e externos da junta e da raised face do flange em mm

Dado o aperto de 59,7 N.m em cada um dos quatro estojos, e utilizando-se a área

de contato efetiva como o maior dentre os diâmetros internos e o menor dos diâmetros

externos da junta e do flange, pode-se calcular a tensão efetiva sendo aplicada na junta,

segundo o Apêndice O da ASME - PCC-1 [20]

70

(3.9)

Onde

Da equação 3.9, obtém-se

Devido ao relaxamento inerente a juntas não-metálicas, um reaperto composto

por dois relógios é recomendado 4h e 24h após a instalação [20, 22].

71

3.8. Determinação da perda de carga

Todo fluido sujeito a um escoamento interno está sujeito a perdas de cargas de

pressão, além da transformação entre os tipos de energia descritos pela equação de

Bernoulli já trabalhada anteriormente

(3.10)

Onde

A perda de carga total do sistema é representada por hl e representa a altura

manométrica de coluna de fluido que passa a ser perdida após a dissipação de energia

pela tubulação.

72

A dissipação de energia pode ser subdividida em perdas de carga distribuídas ou

localizadas, que serão abordadas nas duas seções seguintes. Os seguintes valores foram

utilizados para grandezas físicas do sistema [23]

⁄

⁄

⁄

As vazões utilizadas para o cálculo foram utilizadas referentes à vazão otimizada

[1] de 29,05 mL/min para cada canal, considerando um total de 18 canais foi utilizado

em cada micro-trocador.

3.8.1. Perda de carga distribuída

A perda de carga distribuída é calculada pela fórmula:

(3.11)

73

Onde

Em alguns casos, o escoamento foi considerado como laminar. Com isso, o

coeficiente de perda de carga foi calculado com a seguinte fórmula:

(3.12)

Onde

O número de Reynolds é calculado por

(3.13)

Onde

74

A rugosidade superficial utilizada foi de 0,007 mm, comumente considerada

para acabamentos em superfícies poliméricas [23]. As tabelas a seguir mostram o

resultado obtido para o cálculo da perda de carga para os trechos de tubulação do

módulo. O diâmetro escolhido para a tubulação do projeto foi de 6,35 mm de diâmetro

interno. Os valores , , e são referentes à velocidade do escoamento base de

necessária para cada micro-trocador. A necessidade da análise da

perda de carga para cada uma das velocidades acima se dá devido à divisão do fluxo

mássico diversas vezes pelo sistema, com isso, cada seção da tubulação possui uma

certa velocidade diferente, havendo a necessidade de se analisar todos os trechos

separadamente. O fator de atrito “f” foi obtido do diagrama de Moody, no ANEXO I –

Diagrama de Moody. O total apresentado pelas tabelas se refere à soma da perda de

carga distribuída pelo trecho da tubulação para todas as velocidades e, quando for o

caso, o total das linhas relaciona ao somatório das cinco linhas do módulo, segundo o

critério estabelecido no presente projeto.

75

Entrada da Linha

D

[mm]

V

[m/s] Re

L

[mm] e/D f

[m]

mL/min

6,35

4,59E-01 2913 0

0,001

0,05 0,00E+00

mL/min

9,17E-02 583 80,07 0,11 5,94E-04

mL/min

4,59E-02 291 652,84 0,22 2,42E-03

mL/min

1,53E-02 97 2434,26 0,66 3,01E-03

Total 6,03E-03

Total das Linhas 3,01E-02

Tabela 8 – Calculo da perda de carga distribuída na entrada da linha

Saída da Linha

D

[mm]

V

[m/s] Re

L

[mm] e/D f

[m]

mL/min

6,35

4,59E-01 2913 0

0,001

0,05 0,00E+00

mL/min

9,17E-02 583 0 0,11 0,00E+00

mL/min

4,59E-02 291 677,18 0,22 2,51E-03

mL/min

1,53E-02 97 2434,26 0,66 3,01E-03

Total 5,52E-03

Total das

Linhas 2,76E-02

Tabela 9 – Calculo da perda de carga distribuída na entrada da linha

76

Saída do Módulo

D

[mm]

V

[m/s] Re

L

[mm] e/D f

[m]

mL/min

6,35

4,59E-01 2913 2386,68

0,001

0,05 2,02E-01

mL/min

9,17E-02 583 3967,85 0,11 2,94E-02

mL/min

4,59E-02 291 0 0,22 0,00E+00

mL/min

1,53E-02 97 0 0,66 0,00E+00

Total 2,31E-01

Tabela 10 – Calculo da perda de carga distribuída na saída do módulo

Entrada do Módulo

D

[mm]

V

[m/s] Re

L

[mm] e/D f

[m]

mL/min

6,35

4,59E-01 2913 3057,74

0,001

0,05 2,58E-01

mL/min

9,17E-02 583 3817,85 0,11 2,83E-02

mL/min

4,59E-02 291 0 0,22 0,00E+00

mL/min

1,53E-02 97 0 0,66 0,00E+00

Total 2,87E-01

Tabela 11 – Calculo da perda de carga distribuída na entrada do módulo

77

3.8.2. Perda de carga localizada

A perda de carga localizada pode ser calculada através da seguinte fórmula:

(3.14)

Onde

Para o manifold de entrada e saída, a perda de carga foi calculada considerando-

se a pior hipótese como sendo a soma de cinco expansões de uma tubulação com 6,35

mm de diâmetro para uma seção retangular com 860,90 mm de largura e 10,24 mm de

altura. Com isso, a razão de áreas é praticamente zero, resultando em um coeficiente de

perda de carga [23].

Além das somas das cinco expansões de área abruptas, também foi considerada

uma contração abrupta, haja visto que o ângulo de inclinação do manifold é de apenas

20°, resultando em um coeficiente de perda de carga aproximadamente devido

à pequena razão de áreas [23].

Como resultado, o coeficiente de perda de carga localizada do manifold foi

considerado como a soma dos cinco coeficientes de perda de carga para expansão

abrupta de valor cada e do coeficiente de perda de carga para contração abrupta

78

de valor , resultando em um valor de coeficiente de perda de carga total de

.

A Tabela 12 mostra a quantidade de conexões e acidentes localizados em todos

os trechos da tubulação. Os valores , , e são referentes à velocidade do

escoamento base de necessária para cada micro-trocador. As

colunas representam a quantidade de cada tipo de acidente localizado que o trecho da

tubulação possui. Os redutores/expansores foram considerads os adaptadores de padrão

1/8” NPT [16] em uma extremidade e um conector para mangueira na outra. Na

primeira análise, a perda de carga localizada para este tipo de conector foi

desconsiderada, haja visto que a diferença de diâmetros entre as extremidades das

conexões é muito pequena, não sendo relevante para o cálculo da perda de carga

localizada. A segunda coluna representa o somatório de conexões tipo T, a terceira

coluna de conexões tipo cruzeta, a quarta coluna a quantidade de manifolds no trecho e

a última coluna a quantidade de cotovelos 90° que a tubulação possui.

Após calculado o total de conexões e acidentes para cada linha, este numero é

multiplicado por cinco, tendo em vista que o presente projeto dividiu o sistema em

cinco linhas para o obter o total das linhas. No final da tabela, este valor do total das

linhas é somado aos valores obtidos para a tubulação de entrada do módulo e a

tubulação de saída do módulo. A Tabela 13 apresenta os coeficientes de perda de carga

utilizados para os cálculos [23].

79

Redutores/Expansores Ts Cruzetas Manifold Cotovelos

Entr

ada

da

Lin

ha

mL/min 2 1 0 0 0

mL/min

4 0 2 0 0

mL/min

12 0 0 0 18

Saí

da

da

Lin

ha

mL/min 0 1 0 0 0

mL/min

4 0 2 0 0

mL/min

12 0 0 0 18

Total 34 2 4 0 36

Total das Linhas 170 10 20 0 180

Saí

da

do

Módulo

mL/min

1 0 0 1 3

mL/min

10 0 0 0 5

Entr

ada

do

Módulo

mL/min

3 0 0 1 3

mL/min

10 0 0 0 5

Total 194 10 20 2 196

Tabela 12 – Quantidade de conexões e acidentes na tubulação em cada trecho

Coeficientes de Perda de carga

Redutores/Expansores 0

Ts 1,8

Cruzetas 2,4

Manifold 5,5

Cotovelos 0,9

Tabela 13 – Coeficientes de perda de carga [23]

80

As tabelas a seguir mostram o resultado obtido para o cálculo da perda de carga

para os trechos de tubulação do módulo. Os valores V, 3V, 6V e 30V são referentes à

velocidade do escoamento base de V = 29,05 mL/min necessária para cada micro-

trocador. As colunas representam a perda de carga localizada para cada trecho do

sistema, dependendo de sua velocidade.

Entrada da Linha

[m]

mL/min

mL/min

mL/min

Redutores/Expansores 0,00E+00 0,00E+00 0,00E+00

Ts 7,72E-04 0,00E+00 0,00E+00

Cruzetas 0,00E+00 5,15E-04 0,00E+00

Manifold 0,00E+00 0,00E+00 0,00E+00

Cotovelos 0,00E+00 0,00E+00 1,93E-04

Total 1,48E-03


Tabela 14 – Calculo da perda de carga localizada na entrada da linha

81

Saída da Linha

[m]

mL/min

mL/min

mL/min

Redutores/Expansores 0,00E+00 0,00E+00 0,00E+00

Ts 7,72E-04 0,00E+00 0,00E+00

Cruzetas 0,00E+00 5,15E-04 0,00E+00

Manifold 0,00E+00 0,00E+00 0,00E+00

Cotovelos 0,00E+00 0,00E+00 1,93E-04

Total 1,48E-03


Tabela 15 – Calculo da perda de carga localizada na saída da linha

Saída do Módulo

[m]

mL/min

mL/min

Redutores/Expansores 0,00E+00 0,00E+00

Ts 0,00E+00 0,00E+00

Cruzetas 0,00E+00 0,00E+00

Manifold 5,90E-02 0,00E+00

Cotovelos 2,90E-02 1,93E-03

Total 8,99E-02

Tabela 16 – Calculo da perda de carga localizada na saída do módulo

82

Entrada do Módulo

[m]

mL/min

mL/min

Redutores/Expansores 0,00E+00 0,00E+00

Ts 0,00E+00 0,00E+00

Cruzetas 0,00E+00 0,00E+00

Manifold 5,90E-02 0,00E+00

Cotovelos 2,90E-02 1,93E-03

Total 8,99E-02

Tabela 17 – Calculo da perda de carga localizada na entrada do módulo

O tipo convoluted de tubulação acrescenta dramaticamente um fator de perda de

carga. Com isso, a perda de carga deve ser dobrada já que este tipo de tubulação

provoca uma perda de carga muito maior no sistema [24].

Além deste fator, optou-se por um fator de segurança igual a três, para garantir

que as bombas especificadas serão capazes de fornecer a pressão necessária para o

sistema mesmo que haja um imprevisto na hora da montagem, ou caso os equipamentos

de medição como pressostatos provoquem uma perda de carga significativa no sistema,

ou o sistema de monitoramento dos equipamentos elétricos consuma mais energia que o

esperado.

Como resultado final, a perda de carga total para o sistema obtida após as

correções necessárias foi de

Considerando-se os dados obtidos para o micro-trocador em questão [1], cada

micro-trocador provocava uma perda de carga de no escoamento e que a máxima

perda de carga permissível em um trocador de calor do tipo Shell and Tube é de

83

[25], a perda de carga final obtida para o sistema foi de

.

3.9. Dimensionamento das bombas

Como mencionado anteriormente, o sistema será composto por um total de seis

bombas.

Para a escolha e dimensionamento de cada bomba, foi considerado o caso em que

cada bomba deverá pressurizar o fluido pelo valor da perda de carga total necessária

pelo sistema, garantindo que o escoamento não será interrompido e que cada micro-

trocador seja alimentado com a vazão volumétrica otimizada de 484,2 mm³/s = 29,05

mL/min, determinada para o projeto [1]. Como em uma a diferença de pressão fornecida

ao fluido diminui com o aumento da rotação, as bombas serão dimensionadas para o

caso em que cada bomba deverá fornecer 16,9 psi para o sistema operando na situação

de maior vazão requisitada de 14,526 mm³/s = 871,56 mL/min. A Tabela 18 apresenta

algumas bombas do fabricante MICROPUMP [26], selecionadas para escolha no uso do

presente projeto. O preço das bombas não é informado pelo fabricante, porém em

revendedores autorizados como a COLE-PARMER [27] fornecem alguns dos modelos

na faixa de US$ 900,00.

84

Bombas

Vazão

[mL/min] Diferencial de

Pressão

(Máximo)

[psi]

Pressão do

sistema

(Máxima)

[psi]

Temperatura de

operação

[°C] Peso

[g]

Mínima Máxima Mínima Máxima

GJR

Series 150 3200 58 300 -45,6 121,1 454

GB

Series 131 6435 125 300 -45,6 176,7 363

GC

Series 400 12000 125 1500 -45,6 176,7 2722

GJ

Series 158 6765 80 300 -45,6 121,1 454

PF

Series 0,94 940 100 100 * * 1361

Tabela 18 – Modelos do fabricante MICROPUMP. Fonte: www.micropump.com/

A Tabela 19 mostra o consumo em Watts de cada um dos modelos que possuem

informações técnicas no website, para a situação de operação a 871,56 mL/min, que é a

vazão requisitada para a bomba de segurança.

Bombas

Diferença

de Pressão

[psi]

Rotação

[rpm]

Torque

[mNm]

Potência

[W]

GJR

Series - - - -

GB Series 20 3450 75 27

GC Series 20 1450 90 14

GJ Series 20 2850 27 8

PF Series - - - - Tabela 19 – Informações técnicas dos modelos da MICROPUMP [26] para uma vazão de 871,56

mL/min

A Tabela 20 mostra o consumo em Watts de cada um dos modelos que possuem

informações técnicas no website, para a situação de operação a 174,3 mL/min, que é a

vazão requisitada pelas bombas em série.

http://www.micropump.com/

85

Bombas

Diferença

de Pressão

[psi]

Rotação

[rpm]

Torque

[mNm]

Potência

[W]

GJR

Series - - - -

GB Series 18 500 15 0,785

GC Series 40 500 10 0,523

GJ Series 20 1150 5 0,602

PF Series - - - - Tabela 20 – Informações técnicas dos modelos da MICROPUMP [26] para uma vazão de 174,3

mL/min

Pelas informações da Tabela 19 e da Tabela 20, pode-se ver que para quaisquer

combinações de seleção de bomba, tanto para a bomba de segurança, quanto para a

bomba em série, a proposta de que o sistema termohidráulico de arrefecimento consuma

apenas 10% da energia gerada pelo módulo é atingido.

3.10. Escolha do isolamento térmico

Como demonstrado anteriormente, o raio crítico de isolamento da tubulação é

dado por

(3.15)

Onde

86

Valores de variam de forma bastante visível conforme o material, podendo

ter valores extremamente baixos, para materiais bons isolantes térmicos ou podendo

possuir valores não tão satisfatórios para que se considere o seu uso como isolante,

principalmente para tubulações com diâmetro reduzido.

O valor de pode variar entre

⁄ para o ar, dependendo das

condições de escoamento [28].

A Tabela 21 apresenta alguns valores de condutibilidade térmica de alguns

isolantes [28] e considera combinações de possíveis situações de escoamento e com

alguns isolantes mais comumente usados e mostra qual o valor do raio critico de

isolamento, para escolha de qual material isolante utilizar no isolamento térmico da

tubulação dimensionada neste projeto.

87

Raio Crítico de Isolamento

[mm]

Material

Lã de

Vidro/L

ã de

Rocha

Poliéster/Polietileno/

Polipropileno Poliestireno Poliuretano

[W/m.K]

0,04 0,17 0,035 0,023

[W/m².K]

10 4,00 17,00 3,50 2,30

20 2,00 8,50 1,75 1,15

30 1,33 5,67 1,17 0,77

40 1,00 4,25 0,88 0,58

50 0,80 3,40 0,70 0,46

60 0,67 2,83 0,58 0,38

70 0,57 2,43 0,50 0,33

80 0,50 2,13 0,44 0,29

90 0,44 1,89 0,39 0,26

100 0,40 1,70 0,35 0,23

Tabela 21 – Raio crítico de isolamento em mm para alguns materiais e algumas condições de

escoamento do ar

Pode ser visto na Tabela 21 que o raio crítico de isolamento é crucial para

tubulações de pequenos diâmetros, como no caso do seguinte projeto. Como o

escoamento do ar que envolve a tubulação foge do controle do projeto, a decisão mais

conservadora é a de se escolher materiais com condutividade térmica baixa, como o

poliuretano e escolher um raio crítico de isolamento de no mínimo 2,30 mm.

88

3.11. Escolha do trocador de calor

O trocador de calor é especificado pela temperatura ótima de operação e pela

vazão em que opera, sendo este último fator determinante direto para a taxa de calor a

ser trocada em Joules por segundo, ou Watts.

Para o presente projeto, as temperaturas de entrada e saída previstas para o

trocador de calor são de 90 °C e 60 °C, respectivamente.

A vazão otimizada para operação do micro-trocador, determinada

experimentalmente por [CORRÊA] [2] e [GUERRIERRI] [1] foi de 29,05 mL/min,

totalizando para os 30 micro-trocadores uma vazão de 871,56 mL/min, ou 52,29 l/h.

Considerando que todo o calor retirado dos 30 micro-trocadores é direcionado

para o trocador de calor e considerando que as perdas térmicas pela tubulação são

desprezíveis, a taxa de transferência de calor pelo sistema termohidráulico no trocador

de calor pode ser determinada por

(3.16)

Onde

89

Para efeito de cálculo, a taxa de transferência de calor foi calculada para as

variáveis do escoamento na entrada e na saída do trocador de calor, de modo a obter

uma estimativa da taxa de transferência de calor real, que será um valor entre os dois

calculados. Os valores utilizados para o cálculo foram

⁄

⁄

⁄

⁄

Como resultado, os valores obtidos para as taxas de transferência de calor foram

Comercialmente, a empresa APEMA possui um trocador de calor que preenche

os requisitos operacionais. Suas entradas e saídas não são flangeadas, facilitando a

operação de montagem. A Figura 65 mostra uma foto do trocador de calor.

90

Figura 65 – Trocador de calor da marca APEMA. Fonte: http://www.apema.com.br/

3.12. Escolha do dessalinizador

Como etapa final do presente projeto, a correta escolha do trocador de calor,

necessita de informações sobre a temperatura ótima de operação do dessalinizador,

assim como sua vazão mássica.

A empresa SolarSpring [29] possui uma série de dessalinizadores de membrada,

ativados termicamente. Segundo informações via email por parte de um funcionário, a

temperatura ótima de operação de seus sistema é de 90 °C, podendo operar em uma

temperatura mais baixa.

91

A menor unidade que a empresa possui, é capaz de uma vazão de 15-30 l/h e

segundo cotação via email está custando a partir de 15.000€. O sistema já possui incluso

o dessalinizador, a bomba e o sistema de controle, porém nenhuma informação

adicional sobre o padrão das conexões de entrada e saída ou sobre o a geometria do

sistema. A Figura 66 mostra uma foto deste sistema.

Figura 66 – Dessalinizador de membrana da marca SolarSpring Gmbh

A vazão necessária pelo sistema termohidráulico de que se tratou o presente

projeto é de 871,56 mL/min, ou seja, 52,3 l/h. Considerando que todo o calor retirado

pelos micro-trocadores dos módulo HCPV é fornecido ao dessalinizador através de um

92

trocador de calor, a seguinte equação fornece a vazão necessária pelo dessalinizador

para que ambos os sistema operem com as temperaturas especificadas pelo projeto:

(3.16)

Onde

No caso do presente projeto, e para um

dessalinizador com temperatura ótima de operação de 90°C, onde a água a ser

dessalinizada está a 27 °C, na temperatura ambiente, o .

Utilizando a vazão do sistema termohidráulico como 52,3 l/h, a vazão requisitada pelo

dessalinizador é

⁄

Concluindo assim que o projeto é completamente viável com os equipamentos

acessíveis comercialmente, como o sistema de dessalinização da empresa SolarSpring

[29].

93

4. Conclusão

Motivado pela aquisição de dez painéis fotovoltaicos de alta concentração da

empresa ATS, o sistema HCPV Sunflower, pelo LabMEMS (Laboratório de Nano e

Microfluidica e Microssistemas) do PEM/COPPE, capaz de concentrar 1200 sóis e de

gerar uma potencia elétrica de 300 W cada painel, e com a possibilidade de tratar de

forma simultânea: os problemas térmicos inerentes à conversão direta de energia solar

em energia elétrica e a utilizando do calor removido das células, por recuperação

térmica, em processos de dessalinização por membrana. O presente trabalho projetou o

circuito termohidráulico do sistema de arrefecimento para controle térmico deste painel

comercial de alta concentração (HCPV) Sunflower.

Do que se tem hoje em conhecimento adquirido pela revisão de literatura, tem-se

que, embora alguns trabalhos em micro-trocadores de calor estejam sendo aplicados a

refrigeração ativa de painéis fotovoltaicos não se tem conhecimento até o momento de

painéis que façam uso destes comercialmente. E é neste ambiente que o presente projeto

de fim de curso se insere, apresentando uma concepção e projeto de um sistema

termohidraulico que permita o uso de sistemas de refrigeração ativo de painéis HCPV,

com os micro-trocadores de calor, combinados ao reaproveitamento deste calor

rejeitado em um processo secundário, como por exemplo o sistema de dessalinização

por membrana .

No desenvolvimento do presente estudo partiu-se de uma configuração otimizada,

teórico e experimentalmente estudada por CORRÊA [2] e GUERRIERRI [1] para o

micro-trocador de calor a ser empregado na refrigeração ativa das células fotovoltaicas

HCPV. E realizou-se o dimensionamento e seleção de materiais para a tubulação do

94

sistema termohidraulico capaz de fornecer a vazão mássica necessária para cada micro-

trocador determinada experimentalmente em CORRÊA [2] e GUERRIERRI [1], bem

como a seleção das bombas de alimentação do sistema, seleção do isolamento térmico

da tubulação. Todavia, algumas hipóteses de projeto tiveram que ser feitas devido

principalmente a falta de documentação e detalhamento do modulo HCPV. A

continuação natural deste trabalho esta no refinamento dos cálculos uma vez que se

tenha acesso aos documentos e manuais do modulo HCPV e a subsequente

implementação deste projeto ao sistema assim que este encontre-se pronto para a

instalação e funcionamento.

95

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canais para Células Fotovoltaicas de Alta Concentração", 2013.

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http://www.apema.com.br/. [Acesso em 27 08 2014].

99

ANEXO I – Diagrama de Moody

Figura 67 – Diagrama de Moody

projeto termohidrÁulico do sistema de controle tÉrmico de ... · sistema para controle térmico...

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