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Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
Dissertação de Mestrado
ESTUDO EXPERIMENTAL DA UTILIZAÇÃO
DOS GASES DE EXAUSTÃO DE UM
MOTOR DE COMBUSTÃO INTERNA COMO
FONTE DE ENERGIA DE UM SISTEMA DE
REFRIGERAÇÃO POR ABSORÇÃO
André Aleixo Manzela
Belo Horizonte, 09 de dezembro de 2005
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Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
Dissertação de Mestrado
ESTUDO EXPERIMENTAL DA UTILIZAÇÃO
DOS GASES DE EXAUSTÃO DE UM
MOTOR DE COMBUSTÃO INTERNA COMO
FONTE DE ENERGIA DE UM SISTEMA DE
REFRIGERAÇÃO POR ABSORÇÃO
André Aleixo Manzela
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Mecânica da PUC Minas
como parte dos requisitos para obtenção do título
de MESTRE EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA MECÂNICA
ORIENTADOR: Profº Sérgio de Morais Hanriot, D. Sc.
Banca Examinadora:
Profº Sérgio de Morais Hanriot, D. Sc. - PUC Minas - Presidente, Orientador
Profº José Alberto dos Reis Parise, Ph. D. - PUC Rio - Examinador Externo
Profº Ramon Molina Valle, D. Sc. - UFMG - Examinador Externo
Profª Elizabeth Marques Duarte Pereira, D. Sc. - PUC Minas - Examinadora Interna
Profº Rudolf Huebner, D. Sc. - PUC Minas - Examinador Interno
Belo Horizonte, 09 de dezembro de 2005
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DEDICATÓRIA
Dedico este trabalho às
pessoas que acreditam que
sempre é possível superar.
AGRADECIMENTOS
· Ao professor Sérgio de Morais Hanriot, pela colaboração fundamental para
que eu vencesse mais esta etapa em minha vida, servindo como
referência e orientando com paciência e competência;
· À PUC Minas, por mais este registro na minha história;
· Ao CNPq, pela bolsa de estudo concedida, sem a qual o trabalho não teria
sido o mesmo;
· Aos meus pais e aos meus irmãos, motivadores deste trabalho;
· À Jussara e à Eduarda, pela compreensão, pelo apoio incondicional e por
serem, também, motivos do meu trabalho;
· Aos meus familiares, pelo apoio;
· Aos meus amigos, por serem amigos;
· Aos parceiros do Laboratório de Motores de Combustão Interna / Banco de
Fluxo da PUC Minas (Alahdjin Atan Pinto, Alberto José Dutary, Andréa
Sousa Oliveira Nery Silva, Bruna Jardim Verdolin D'abreu, Eder Neves da
Rocha, Evandro Vinícius Bretas Lobo, Glauber Diniz César e Carvalho,
Leonardo Vinícius Mendes Pereira, Marcos de Castro Queiroz, Paulo
Henrique da Silva Melo, Ramon Oliveira Motta e Tiago Augusto Soares),
pelo apoio no desenvolvimento do trabalho;
· Aos técnicos da PUC Minas (Ivan José de Santana, Carlos Eduardo dos
Santos, Pedro Kapler e Vinícius Maia de Sá), pela colaboração na
montagem e realização dos experimentos;
· Aos parceiros do Grupo de Estudos em Energia da PUC Minas - GREEN
(professora Elizabeth Marques Duarte Pereira, Vinícius Meireles Ciríaco,
Frederico Lima e Válbert Garcia Assumpção), pelo apoio em vários
momentos;
· Aos amigos do Laboratório de Motores de Combustão Interna / Banco de
Fluxo da PUC Minas (Andrey de Godoy Prado, Bruno Teixeira Vieira,
Frederico Paolinelli Barros, Ismael Alves Coutinho, Luciana Bassi Marinho
Pires, Marco Valério Kuhlmann Raggi, Paulo Sérgio Meinberg Morais,
Renato Cardoso de Menezes, Renato Henrique Silva, Rodolfo Marteleto
Hermont e Ronaldo Rodrigues Ferreira Júnior), pela convivência;
· Ao professor José Ricardo Sodré, ao Jomar Delvedio Francisco e à Valéria
Abi-Acl, pelo apoio em vários momentos;
· E a Deus, motivo maior.
RESUMO
Este trabalho apresenta um estudo da utilização de um sistema de refrigeração
por absorção (amônia - água) em substituição ao sistema convencional de
refrigeração por compressão para condicionamento de ar automotivo. A
utilização do sistema de refrigeração por absorção visa a melhorar o
desempenho do motor de combustão interna através do uso dos gases de
exaustão como fonte de energia em substituição à potência do motor usada
pelo sistema convencional. Os objetivos do trabalho são avaliar a energia
disponível nos gases de exaustão, o impacto no desempenho e nas emissões
do motor e a economia de potência proporcionada pela utilização dos gases de
exaustão como fonte de energia. Um modelo matemático foi desenvolvido para
avaliar, juntamente com dados experimentais, o desempenho do sistema de
refrigeração por absorção. No estudo experimental o sistema de refrigeração
por absorção foi acoplado ao sistema de exaustão do motor de combustão
interna. O motor estava montado em um dinamômetro para medição dos
parâmetros de desempenho e em um analisador de gases para avaliação das
emissões. Os resultados mostraram que o potencial energético dos gases de
exaustão é grande apesar do sistema de refrigeração utilizado nos testes não
aproveitá-lo significativamente. Verificou-se que o desempenho e as emissões
do motor não foram afetados devido à adaptação do sistema de refrigeração no
sistema de exaustão.
PALAVRAS CHAVE: Gases de Exaustão, Sistema de Refrigeração por
Absorção, Condicionamento de Ar Automotivo, Conservação de Energia
ABSTRACT
This work presents a study of the use of an absorption refrigeration system
(ammonia - water) in substitution to the conventional vapor - compression
refrigeration system for automotive air conditioning. Utilization of the absorption
refrigeration system aims at improved engine performance through use of the
exhaust gases as the energy source in substitution to the engine output power
used by the conventional system. The objectives of the work are to evaluate the
disponible energy in the exhaust gases, the impact of the absorption
refrigeration system on engine performance and on exhaust emissions and
power economy for the use of the exhaust gases as the energy source. A
mathematical model was developed to estimate, with the aid of experimental
data, the absorption refrigeration system performance. In the experimental
study the absorption refrigeration system was connected to the internal
combustion engine exhaust system. The engine was mounted in a bench test
dynamometer for measurement of the performance parameters and in a gases
analyzer for evaluation of the emissions. The results showed that the energetic
potential of the exhaust gases is high although the refrigeration system used in
the tests didn’t use it significantly. Engine performance and exhaust emissions
were verified to be unaffected by connection of the refrigeration system to the
exhaust system.
KEY WORDS: Exhaust Gases, Absorption Refrigeration System, Automotive
Air Conditioning, Energy Conservation
RESUMEN
Este trabajo muestra un estudio de la utilización de un sistema de refrigeración
por absorción (amoníaco - agua) en substitución del sistema convencional de
refrigeración por compresión para acondicionamiento de aire automotivo. La
utilización del sistema de refrigeración por absorción intenciono mejorar el
desempeño del motor de combustión interna a través del uso de los gases de
escape como fuente de energía en substitución a la potencia del motor utilizada
por el sistema convencional. Los objetivos do trabajo son evaluar la energía
disponible en los gases del escape, el impacto en el desempeño y en las
emisiones del motor y la economía de potencia debido a la utilización de los
gases de escape como fuente de energía. Un modelo matemático fue
desarrollado para evaluar, juntamente con datos experimentales, el desempeño
del sistema de refrigeración por absorción. En el estudio experimental el
sistema de refrigeración por absorción fue adaptado al sistema de escape del
motor de combustión interna. El motor estaba montado en un dinamómetro
para medición de los parámetros de desempeño y en un analizador de gases
para evaluación de las emisiones. Los resultados mostraron que el potencial
energético de los gases de escape es grande a pesar del sistema de
refrigeración utilizado en los testes no utilizarlo significativamente. Fue
verificado que el desempeño y las emisiones del motor no fueron afectados por
la adaptación del sistema de refrigeración en el sistema de escape.
PALABRAS LLAVE: Gases de Escape, Sistema de Refrigeración por
Absorción, Acondicionamiento de Aire Automotivo, Conservación de Energía
ix
ÍNDICE
Lista de figuras.............................................................................................. xiv
Lista de tabelas............................................................................................. xvii
Nomenclatura................................................................................................ xx
Capítulo 1 - INTRODUÇÃO..........................................................................1
1.1 - Motivação.............................................................................................. 1
1.2 - Objetivos............................................................................................... 3
1.2.1 - Objetivo Geral............................................................................ 3
1.2.2 - Objetivos Específicos................................................................ 3
1.3 - Estado da Arte.......................................................................................3
1.4 - Organização da Dissertação................................................................. 4
Capítulo 2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.................................................... 6
2.1 - Eficientização Energética...................................................................... 6
2.1.1 - Eficientização Energética e Meio Ambiente.............................. 7
2.2 - Refrigeração por Absorção................................................................... 12
2.2.1 - Histórico..................................................................................... 12
2.2.2 - Sistema de Refrigeração por Absorção..................................... 13
2.2.3 - Refrigeração por Absorção x Refrigeração por Compressão.... 18
2.2.4 - Refrigerantes............................................................................. 19
2.2.4.1 - O Fim dos Clorofluorcarbonos....................................... 22
2.2.5 - Condicionamento de Ar............................................................. 23
2.3 - Motores de Combustão Interna............................................................. 25
2.3.1 - Histórico..................................................................................... 25
2.3.2 - Desempenho de Motores de Combustão Interna...................... 26
Índice x
2.3.3 - Emissões de Poluentes em Motores de Combustão Interna.....27
Capítulo 3 - APARATO EXPERIMENTAL................................................... 29
3.1 - Considerações Iniciais.......................................................................... 29
3.2 - Sistema de Refrigeração por Absorção................................................ 29
3.3 - Motor de Combustão Interna.................................................................36
3.4 - Dinamômetro......................................................................................... 37
3.4.1 - Célula de Carga......................................................................... 39
3.4.2 - Medidor de Vazão Volumétrica..................................................40
3.4.3 - Sensor de Rotação.................................................................... 41
3.5 - Analisador de Gases............................................................................. 42
3.6 - Sistema de Aquisição de Dados........................................................... 44
Capítulo 4 - METODOLOGIA....................................................................... 45
4.1 - Metodologia Experimental..................................................................... 45
4.2 - Avaliação do Desempenho do Sistema de Refrigeração por
Absorção............................................................................................... 48
4.2.1 - Avaliação do Sistema de Refrigeração por Absorção tendo
como Fonte de Energia Gases de Combustão de GLP (1ª fase).48
4.2.1.1 - Cálculo da Capacidade de Refrigeração do Sistema
de Refrigeração por Absorção tendo como Fonte de
Energia Gases de Combustão de GLP
÷
ø
ö
ç
è
æ
ãorefrigeraç
Q
&
...... 49
4.2.1.2 - Cálculo da Taxa de Fornecimento de Energia dos
Gases de Combustão de GLP para o Sistema de
Refrigeração por Absorção
÷
ø
ö
ç
è
æ
gcGLP
Q
&
............................... 56
4.2.2 - Avaliação do Sistema de Refrigeração por Absorção tendo
como Fonte de Energia Gases de Exaustão do Motor de
Índice xi
Combustão Interna (2ª fase)........................................................ 62
4.2.2.1 - Cálculo da Capacidade de Refrigeração do Sistema
de Refrigeração por Absorção tendo como Fonte de
Energia Gases de Exaustão do Motor de
Combustão Interna
÷
ø
ö
ç
è
æ
ãorefrigeraç
Q
&
.....................................63
4.2.2.2 - Cálculo da Taxa de Fornecimento de Energia dos
Gases de Exaustão do Motor de Combustão Interna
para o Sistema de Refrigeração por Absorção
÷
ø
ö
ç
è
æ
tãogasesexaus
Q
&
................................................................. 63
4.3 - Avaliação do Desempenho do Motor de Combustão Interna................65
Capítulo 5 - RESULTADOS......................................................................... 68
5.1 - Considerações Iniciais.......................................................................... 68
5.2 - Apresentação dos Resultados Experimentais.......................................68
5.2.1 - Resultados Obtidos para o Sistema de Refrigeração por
Absorção tendo como Fonte de Energia os Gases de
Combustão de GLP (1ª fase)....................................................... 68
5.2.2 - Resultados Obtidos para o Sistema de Refrigeração por
Absorção tendo como Fonte de Energia os Gases de
Exaustão do Motor de Combustão Interna (2ª fase).................... 75
5.3 - Comparação dos Resultados das Duas Fontes de Energia................. 81
5.4 - Resultados de Desempenho do Motor.................................................. 84
Capítulo 6 - CONCLUSÕES.........................................................................87
6.1 - Considerações Iniciais.......................................................................... 87
6.2 - Conclusões............................................................................................87
6.3 - Sugestões para Trabalhos Futuros....................................................... 89
Índice xii
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS............................................................. 91
APÊNDICE A - ANÁLISE DE INCERTEZAS............................................... 98
A.1 - Incerteza Expandida Associada à Área Lateral do
Refrigerador..................................................................................99
A.2 - Incerteza Expandida Associada à Área Superior do
Refrigerador..................................................................................100
A.3 - Incerteza Expandida Associada à Área Lateral do Isolante
do Trocador de Calor (Gerador) do Sistema de Refrigeração
por Absorção................................................................................ 100
A.4 - Incerteza Expandida Associada à Área Superior do Isolante
do Trocador de Calor (Gerador) do Sistema de Refrigeração
por Absorção................................................................................ 101
A.5 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura Ambiente.......... 101
A.6 - Incerteza Expandida Associada às Temperaturas no
Espaço Refrigerado (Pt-100’s)..................................................... 102
A.7 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura no Espaço
Refrigerado (Sensor de Temperatura / Umidade Relativa).......... 102
A.8 - Incerteza Expandida Associada à Umidade Relativa no
Espaço Refrigerado (Sensor de Temperatura / Umidade
Relativa)....................................................................................... 103
A.9 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura dos Gases
de Combustão de GLP na Saída do Trocador de Calor
(Gerador) do Sistema de Refrigeração por Absorção.................. 103
A.10 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura dos Gases
de Exaustão do Motor de Combustão Interna na Entrada e
na Saída do Trocador de Calor (Gerador) do Sistema de
Refrigeração por Absorção...........................................................104
Índice xiii
A.11 - Incerteza Expandida Associada à Vazão Volumétrica de
GLP.............................................................................................. 104
A.12 - Incerteza Expandida Associada à Pressão do GLP...................105
A.13 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura do GLP........... 105
A.14 - Incerteza Expandida Associada às Emissões de Gases
Medidas pelo Analisador de Gases..............................................106
A.14.1 - Incerteza Expandida Associada aos Índices de
CO
2
, N
aparente
, CO e O
2
......................................................... 106
A.14.2 - Incerteza Expandida Associada ao Índice de HC...........106
A.15 - Incerteza Expandida Associada à Força Exercida pelo
Motor de Combustão Interna........................................................106
A.16 - Incerteza Expandida Associada à Vazão Volumétrica de
Gasolina....................................................................................... 107
A.17 - Incerteza Expandida Associada à Rotação do Motor de
Combustão Interna....................................................................... 107
A.18 - Incerteza Expandida Associada à Massa Específica da
Gasolina....................................................................................... 108
A.19 - Incerteza Expandida Associada à Emissividade da
Superfície do Refrigerador........................................................... 108
A.20 - Incerteza Expandida Associada à Emissividade da
Superfície do Isolante do Trocador de Calor (Gerador) do
Sistema de Refrigeração por Absorção........................................109
A.21 - Incerteza Expandida Associada à Espessura da Parede
do Refrigerador.............................................................................109
A.22 - Incerteza Expandida Associada ao Volume Interno do
Refrigerador..................................................................................110
xiv
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 - Consumo mundial de energia primária...................................... 10
Figura 2.2 - Desenho esquemático do ciclo básico de refrigeração por
absorção amônia - água...................................................... 15
Figura 2.3 - Desenho esquemático do ciclo de refrigeração por absorção
amônia - água utilizando hidrogênio para equilibrar as
pressões totais..................................................................... 17
Figura 2.4 - Compressão de vapor nos sistemas por compressão e por
absorção.............................................................................. 18
Figura 3.1 - Sistema de refrigeração por absorção utilizado no
experimento......................................................................... 30
Figura 3.2 - Sistema de refrigeração por absorção adaptado ao
sistema de exaustão do motor de combustão interna......... 31
Figura 3.3 - Detalhe da fixação dos sensores de temperatura no
interior do refrigerador......................................................... 31
Figura 3.4 - Sensor de temperatura / umidade relativa instalado no
interior do refrigerador......................................................... 32
Figura 3.5 - Termopares instalados à entrada e à saída do trocador
de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção.............................................................................. 33
Figura 3.6 - Termopar tipo T utilizado para medição da temperatura
do GLP consumido pelo sistema de combustão do
refrigerador.......................................................................... 34
Figura 3.7 - Manômetro de coluna d’água utilizado para medição da
Lista de Figuras xv
pressão do GLP consumido pelo sistema de combustão
do refrigerador..................................................................... 34
Figura 3.8 - Rotâmetro utilizado para medição da vazão volumétrica do
GLP consumido pelo sistema de combustão do
refrigerador.......................................................................... 35
Figura 3.9 - Barômetro com termômetro de bulbo utilizados nos
experimentos....................................................................... 35
Figura 3.10 - Motor de combustão interna utilizado no experimento............ 36
Figura 3.11 - Motor de combustão interna montado no dinamômetro.......... 37
Figura 3.12 - Dinamômetro utilizado no experimento....................................38
Figura 3.13 - Célula de carga utilizada no experimento................................ 39
Figura 3.14 - Célula de carga montada no dinamômetro.............................. 40
Figura 3.15 - Desenho esquemático do medidor de vazão
volumétrica de combustível utilizado no experimento......... 40
Figura 3.16 - Medidor de vazão volumétrica de combustível montado no
dinamômetro....................................................................... 41
Figura 3.17 - Sensor de rotação montado no dinamômetro..........................42
Figura 3.18 - Analisador de gases utilizado no experimento.........................43
Figura 3.19 - Analisador de gases e computador com software de
operação.............................................................................. 43
Figura 3.20 - Tela do supervisório do analisador de gases...........................44
Figura 4.1 - Esquema representando a análise desenvolvida...................... 66
Figura 5.1 - Temperaturas internas do refrigerador...................................... 69
Figura 5.2 - Temperaturas internas e externas ao refrigerador.....................70
Figura 5.3 - Taxas de transferência de calor no refrigerador........................ 71
Figura 5.4 - Coeficientes convectivos de transferência de calor no
refrigerador.......................................................................... 72
Lista de Figuras xvi
Figura 5.5 - Taxas equivalentes de transferência de calor no refrigerador... 72
Figura 5.6 - Umidade relativa dentro do refrigerador.................................... 73
Figura 5.7 - Capacidade de refrigeração....................................................... 74
Figura 5.8 - Coeficiente de desempenho do sistema de refrigeração...........75
Figura 5.9 - Temperaturas internas médias do refrigerador.......................... 77
Figura 5.10 - Umidade relativa dentro do refrigerador.................................. 78
Figura 5.11 - Capacidade de refrigeração..................................................... 79
Figura 5.12 - Coeficiente de desempenho do sistema de refrigeração.........80
Figura 5.13 - Temperaturas internas médias do refrigerador........................ 81
Figura 5.14 - Umidade relativa dentro do refrigerador.................................. 82
Figura 5.15 - Capacidade de refrigeração..................................................... 83
Figura 5.16 - Coeficiente de desempenho do sistema de refrigeração.........84
xvii
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 - Limites de emissões estabelecidos pelo PROCONVE............. 27
Tabela 2.2 - Proposta para novos limites de emissões................................. 28
Tabela 5.1 - Potência disponível nos gases de exaustão do motor de
combustão interna para uma rotação de 1500 rpm............. 76
Tabela 5.2 - Resumo dos resultados para o comportamento das
temperaturas médias no interior do refrigerador para
uma rotação de 1500 rpm.................................................... 78
Tabela 5.3 - Desempenho do motor de combustão interna para uma
rotação de 1500 rpm............................................................ 85
Tabela 5.4 - Composições químicas (em base seca) dos gases de
exaustão do motor de combustão interna para uma
rotação de 1500 rpm............................................................ 86
Tabela A.1 - Cálculo da incerteza expandida associada à área lateral
do refrigerador..................................................................... 100
Tabela A.2 - Cálculo da incerteza expandida associada à área superior
do refrigerador..................................................................... 100
Tabela A.3 - Cálculo da incerteza expandida associada à área lateral
do isolante do trocador de calor (gerador) do sistema de
refrigeração por absorção.................................................... 101
Tabela A.4 - Cálculo da incerteza expandida associada à área superior
do isolante do trocador de calor (gerador) do sistema de
refrigeração por absorção.................................................... 101
Tabela A.5 - Cálculo da incerteza expandida associada à temperatura
Lista de Tabelas xviii
ambiente.............................................................................. 102
Tabela A.6 - Cálculo da incerteza expandida associada às temperaturas
no espaço refrigerado (Pt-100’s)......................................... 102
Tabela A.7 - Cálculo da incerteza expandida associada à temperatura
no espaço refrigerado (sensor de temperatura / umidade
relativa)................................................................................ 103
Tabela A.8 - Cálculo da incerteza expandida associada à umidade
relativa no espaço refrigerado (sensor de temperatura /
umidade relativa)................................................................. 103
Tabela A.9 - Cálculo da incerteza expandida associada à temperatura
dos gases de combustão de GLP na saída do trocador
de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção.............................................................................. 104
Tabela A.10 - Cálculo da incerteza expandida associada à temperatura
dos gases de exaustão do motor de combustão interna
na entrada e na saída do trocador de calor (gerador) do
sistema de refrigeração por absorção................................. 104
Tabela A.11 - Cálculo da incerteza expandida associada à vazão
volumétrica de GLP............................................................. 105
Tabela A.12 - Cálculo da incerteza expandida associada à pressão do
GLP...................................................................................... 105
Tabela A.13 - Cálculo da incerteza expandida associada à temperatura
do GLP................................................................................. 105
Tabela A.14 - Cálculo da incerteza expandida associada aos índices de
CO
2
, N
aparente
, CO e O
2
......................................................... 106
Tabela A.15 - Cálculo da incerteza expandida associada ao índice de
HC........................................................................................ 106
Lista de Tabelas xix
Tabela A.16 - Cálculo da incerteza expandida associada à força
exercida pelo motor de combustão interna.......................... 107
Tabela A.17 - Cálculo da incerteza expandida associada à vazão
volumétrica de gasolina....................................................... 107
Tabela A.18 - Cálculo da incerteza expandida associada à rotação do
motor de combustão interna................................................ 108
Tabela A.19 - Cálculo da incerteza expandida associada à massa
específica da gasolina......................................................... 108
Tabela A.20 - Cálculo da incerteza expandida associada à
emissividade da superfície do refrigerador.......................... 108
Tabela A.21 - Cálculo da incerteza expandida associada à emissividade
da superfície do isolante do trocador de calor (gerador)
do sistema de refrigeração por absorção............................ 109
Tabela A.22 - Cálculo da incerteza expandida associada à espessura
da parede do refrigerador.................................................... 109
Tabela A.23 - Cálculo da incerteza expandida associada ao volume
interno do refrigerador......................................................... 110
xx
NOMENCLATURA
A
- área da superfície de troca de calor
ú
û
ù
ê
ë
é
2
m
AC - razão ar-combustível
ú
û
ù
ê
ë
é
lcombustíve kg
ar kg
tricaGLPestequiomé
AC - razão ar-combustível para combustão estequiométrica
do GLP
ú
û
ù
ê
ë
é
GLP kg
ar kg
gasolina
AC - razão ar-combustível do processo de combustão da gasolina
ú
û
ù
ê
ë
é
gasolina kg
ar kg
GLP
AC - razão ar-combustível do processo de combustão do GLP
ú
û
ù
ê
ë
é
GLP kg
ar kg
C
3
H
8
- propano
C
4
H
10
- butano
c
C - correção combinada
c
e
- consumo específico de combustível
ú
û
ù
ê
ë
é
J
kg
CFC - refrigerante clorofluorcarbono
CO - monóxido de carbono
CO
2
- dióxido de carbono
COP - coeficiente de desempenho
[
]
aladimension
arv,
c - calor específico a volume constante do ar seco
ú
û
ù
ê
ë
é
´ Kkg
J
Nomenclatura xxi
d - distância entre o ponto de aplicação da força e o centro do eixo do
dinamômetro
[
]
m
dt
dU
- taxa de variação da energia interna do sistema
[
]
W
e - espessura da parede do refrigerador
[
]
m
f
- função que relaciona as grandezas de entrada
F - força aplicada
ú
û
ù
ê
ë
é
2
m
CO
f - fração (percentual) de CO nos gases de combustão do GLP
[
]
aladimension
2
CO
f - fração (percentual) de CO
2
nos gases de combustão do GLP
[
]
aladimension
OH
f
2
- fração (percentual) de H
2
O nos gases de combustão do GLP
[
]
aladimension
HC
f - fração (percentual) de HC nos gases de combustão do GLP
[
]
aladimension
aparente
N
f - fração (percentual) de N
aparente
nos gases de combustão do GLP
[
]
aladimension
2
O
f - fração (percentual) de O
2
nos gases de combustão do GLP
[
]
aladimension
g
- aceleração da gravidade
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
2
s
m
GLP - gás liquefeito de petróleo
h
- coeficiente convectivo médio de transferência de calor
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
´K
2
m
W
H
2
- hidrogênio
Nomenclatura xxii
H
2
O - água
h
ar
- entalpia específica do ar à temperatura ambiente
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
HC - hidrocarbonetos
HCFC - refrigerante com hidrogênio, cloro, flúor e carbono
CO
h - entalpia específica do CO
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
2
CO
h - entalpia específica do CO
2
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
gee,
h - entalpia específica dos gases de exaustão do motor de combustão
interna à entrada do trocador de calor (gerador) do sistema de
refrigeração por absorção
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
HFC - refrigerante com hidrogênio, flúor e carbono
OH
h
2
- entalpia específica do H
2
O
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
HC
h - entalpia específica do HC
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
2
N
h - entalpia específica do N
2
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
2
O
h - entalpia específica do O
2
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
gcGLPs,
h - entalpia específica dos gases de combustão do GLP à saída do
trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
ges,
h - entalpia específica dos gases de exaustão do motor de combustão
interna à saída do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração
Nomenclatura xxiii
por absorção
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
i - número de cilindros do motor
[
]
aladimension
k
- condutividade térmica do material que constitui a parede do refrigerador
ú
û
ù
ê
ë
é
´ Km
W
95%
k - fator de abrangência para nível de confiança de 95%
[
]
aladimension
f
k - condutividade térmica do meio
ú
û
ù
ê
ë
é
´ Km
W
L
- comprimento característico da geometria
[
]
m
LiBr - brometo de lítio
ar
m - massa de ar seco dentro do espaço refrigerado
[
]
kg
ar
M - massa molecular média do ar
ú
û
ù
ê
ë
é
kmol
kg
excessoar,
m
&
- vazão mássica de ar em excesso, ou seja, ar além da quantidade
estequiométrica para combustão do GLP
ú
û
ù
ê
ë
é
s
kg
gasolina
m
&
- vazão mássica da gasolina
ú
û
ù
ê
ë
é
s
kg
gcGLP
m
&
- vazão mássica dos gases de combustão de GLP
ú
û
ù
ê
ë
é
s
kg
ge
m
&
- vazão mássica dos gases de exaustão do motor de combustão interna
ú
û
ù
ê
ë
é
s
kg
GLP
m
&
- vazão mássica de GLP
ú
û
ù
ê
ë
é
s
kg
GLP
M - massa molecular do GLP
ú
û
ù
ê
ë
é
kmol
kg
Nomenclatura xxiv
l
m - massa de água líquida dentro do espaço refrigerado
[
]
kg
v
m - massa de vapor d’água dentro do espaço refrigerado
[
]
kg
n - quantidade de grandezas de entrada
n - rotação do eixo de manivelas
ú
û
ù
ê
ë
é
1-
s
aparente
N - nitrogênio aparente
NH
3
- amônia
NO
x
- óxidos de nitrogênio
L
Nu - número de Nusselt médio
[
]
aladimension
O
2
- oxigênio
p
- pressão no espaço refrigerado ou pressão da mistura ar seco + vapor
d’água
[
]
Pa
ar
p - pressão parcial do ar seco na mistura
[
]
Pa
GLP
PCI - poder calorífico inferior do GLP
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
e
P - potência efetiva
[
]
W
g
p - pressão de saturação do vapor d’água à temperatura medida
[
]
Pa
GLP
p - pressão absoluta do GLP no ponto de medição da sua vazão
volumétrica
[
]
Pa
PME - pressão média efetiva
[
]
Pa
Pr
- número de Prandtl
[
]
aladimension
v
p - pressão parcial do vapor d’água na mistura
[
]
Pa
condução
Q
&
- taxa de transferência de calor por condução nas paredes do
refrigerador
[
]
W
Nomenclatura xxv
externoconvecção,
Q
&
- taxa de transferência de calor por convecção natural entre
o ar atmosférico e o lado externo das paredes do refrigerador
[
]
W
internoconvecção,
Q
&
- taxa de transferência de calor por convecção natural entre
o lado interno das paredes do refrigerador e o ar interno ao espaço
refrigerado
[
]
W
isolanteconvecção,
Q
&
- taxa de transferência de calor por convecção natural entre
o isolante e o ar atmosférico
[
]
W
fornecido
Q
&
- taxa de fornecimento de energia para funcionamento do sistema
de refrigeração por absorção
[
]
W
tãogasesexaus
Q
&
- taxa de fornecimento de energia dos gases de exaustão do
motor de combustão interna para o sistema de refrigeração por absorção
[
]
W
gasolina
Q - vazão volumétrica da gasolina
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
s
3
m
gcGLP
Q
&
- taxa de fornecimento de energia dos gases de combustão de GLP
para o sistema de refrigeração por absorção
[
]
W
GLP
Q - vazão volumétrica de GLP
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
s
3
m
QΣ
&
- taxa líquida de entrada de energia no sistema na forma de calor
[
]
W
isolante
Q
&
- taxa de perda de energia na forma de calor pelas paredes do
isolante do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção
[
]
W
paredes
Q
&
- taxa de transferência de calor do meio externo ao espaço
refrigerado para o espaço refrigerado através das paredes que separam
estes ambientes
[
]
W
Nomenclatura xxvi
radiação
Q
&
- taxa líquida de transferência de calor por radiação entre a
vizinhança e o lado externo das paredes do refrigerador
[
]
W
isolanteradiação,
Q
&
- taxa líquida de transferência de calor por radiação entre o
isolante e a vizinhança
[
]
W
ãorefrigeraç
Q
&
- capacidade de refrigeração do sistema de refrigeração por
absorção
[
]
W
R - resolução
R
- constante universal dos gases
ú
û
ù
ê
ë
é
´ Kkmol
J
R11 - refrigerante 11
R12 - refrigerante 12
R22 - refrigerante 22
R123 - refrigerante 123
R134a - refrigerante 134a
ar
R - constante do ar seco
ú
û
ù
ê
ë
é
´ Kkg
J
L
Ra - número de Rayleigh
[
]
aladimension
Re - repetitividade
GLP
R - constante do GLP
ú
û
ù
ê
ë
é
´ Kkg
J
v
R - constante do vapor d’água
ú
û
ù
ê
ë
é
´ Kkg
J
SO
x
- óxidos de enxofre
e
T - torque efetivo
[
]
mN´
tep - tonelada equivalente de petróleo
Nomenclatura xxvii
f
T - temperatura do filme
[
]
K
f
T - temperatura da mistura ar-seco + vapor d’água ao final de um período
[
]
K
GLP
T - temperatura do GLP no ponto de medição da sua vazão volumétrica
[
]
K
i
T - temperatura da mistura ar-seco + vapor d’água no início de um período
[
]
K
sup
T - temperatura da superfície
[
]
K
viz
T - temperatura da vizinhança
[
]
K
¥
T - temperatura do meio
[
]
K
u - incerteza padrão
U - energia interna do sistema termodinâmico em análise em determinado
instante
[
]
J
95%
U - incerteza expandida para nível de confiança de 95%
ar
u - energia interna específica do ar seco interno ao espaço refrigerado
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
c
u - incerteza padrão combinada
f
U - energia interna do sistema no instante final
[
]
J
i
U - energia interna do sistema no instante inicial
[
]
J
l
u - energia interna específica da água líquida interna ao espaço refrigerado
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
v
u - energia interna específica do vapor d’água interno ao espaço refrigerado
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
(
)
i
xu - incerteza padrão associada à grandeza de entrada
i
x
Nomenclatura xxviii
V - volume do espaço refrigerado
ú
û
ù
ê
ë
é
3
m
d
V - volume deslocado pelo pistão (volume compreendido entre os pontos
mortos inferior e superior)
ú
û
ù
ê
ë
é
3
m
WΣ
&
- taxa líquida de saída de energia do sistema na forma de trabalho
[
]
W
i
x - iésima grandeza de entrada
SIGLAS
ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas
AFEAS - Alternative Fluorocarbon Environmental Acceptability Study
ANFAVEA - Associação Nacional dos Fabricantes de Veículos Automotores
ANP - Agência Nacional do Petróleo
BEN - Balanço Energético Nacional
CONAMA - Conselho Nacional do Meio Ambiente
IBAMA - Instituto Brasileiro do Meio Ambiente e dos Recursos Naturais
Renováveis
ISO - International Organization for Standardization
NBR - Normas Brasileiras
PROCONVE - Programa de Controle da Poluição do Ar por Veículos
Automotores
UNEP - Agência para o Meio Ambiente da Organização das Nações Unidas
SÍMBOLOS GREGOS
α
- difusividade térmica do meio
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
s
2
m
Nomenclatura xxix
∆t - intervalo de tempo entre uma medição e a medição subseqüente
[
]
s
D
T - diferença de temperatura entre os lados externo e interno das paredes do
refrigerador
[
]
K
ar
∆u - variação da energia interna específica do ar seco interno ao espaço
refrigerado
ú
û
ù
ê
ë
é
kg
J
ε
- emissividade da superfície
[
]
aladimension
λ - razão ar-combustível real com relação à razão ar-combustível
estequiométrica
[
]
aladimension
ν - viscosidade cinemática do meio
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
s
2
m
ϕ - umidade relativa no espaço refrigerado
[
]
aladimension
gasolina
ρ - massa específica da gasolina
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
3
m
kg
GLP
r - massa específica do GLP no ponto de medição da sua vazão
volumétrica
ú
û
ù
ê
ë
é
3
m
kg
s
- constante de Stefan-Boltzmann
ú
û
ù
ê
ë
é
´
4
K
2
m
W
1
Capítulo 1
INTRODUÇÃO
1.1 - Motivação
A eficientização energética tem sido, especialmente nos últimos anos, um dos
principais temas de discussões relacionadas à preservação de recursos
naturais (indispensável à sobrevivência da raça humana) e à redução de custos
(inevitável para a perpetuação das empresas).
Energia é fundamental para que os processos se desenvolvam. Logo, é de
extrema importância, diante das previsões quanto à escassez de recursos
energéticos a médio e longo prazos, que se desenvolvam processos mais
eficientes tanto do ponto de vista energético quanto exergético, ou seja, que
haja compatibilização do uso das diversas formas de energia com as
exigências quantitativas e qualitativas dos processos.
Intimamente relacionado ao aspecto energético está a preservação do meio
ambiente, a qual é de grande importância para os seres humanos e que se
consolida, dentre outras maneiras, através de estudos de otimização
energética (Santos et al., 2001).
Neste contexto, objetiva-se analisar a utilização de um sistema de refrigeração
por absorção em substituição ao sistema convencional de refrigeração por
compressão para condicionamento de ar automotivo. Essa substituição
proporcionaria economia de potência do motor, além da redução riscos
ambientais pela utilização de um sistema de refrigeração cujo fluido de trabalho
não apresenta efeitos danosos ao meio ambiente.
Um fator importante a ser mencionado quando se discute o desenvolvimento
de pesquisas voltadas para a utilização de sistemas de refrigeração por
Capítulo 1 - Introdução 2
absorção é a demanda de caráter emergencial por fluidos refrigerantes
alternativos aos clorofluorcarbonos (CFC’s) utilizados nos sistemas de
refrigeração por compressão, os quais foram condenados, em 1974, como os
maiores responsáveis por prejuízos causados à camada de ozônio. Tais
refrigerantes vêm sendo substituídos gradativamente em atendimento ao
Protocolo de Montreal, assinado em 1987 por 46 países que assumiram o
compromisso de reduzir o consumo destes fluidos. Ressalta-se que este
Protocolo foi revisado em 1990, quando foram aprovadas medidas mais
restritivas que previam sua eliminação total em 2000. Porém, a eliminação
rápida dos CFC’s traria um substancial aumento nos custos de produção
devido à necessidade de novas tecnologias e ao abandono de investimentos
feitos em tecnologias para produção dos mesmos (Ashrae, 1997; Braswell,
1988; Moran e Shapiro, 1999; Riffat et al., 1997; Santos et al., 2001; Wylen et
al., 1998).
Também como fatores de motivação têm-se a busca contínua por melhoria de
desempenho de motores de combustão interna (Birch, 1995; Carney, 2004;
Heywood, 1988; Jost, 2002; Obert, 1971) e o aumento da preocupação com o
conforto e segurança que tem gerado, entre outras coisas, a crescente
utilização de sistemas de condicionamento de ar em veículos, visto que estes
passaram a ser enxergados como um bem “essencial” ao ser humano
moderno.
Os motores de combustão interna representam uma fonte de energia potencial
para ser utilizada em sistemas de refrigeração por absorção (Assumpção,
2004; Zukowski Júnior, 1999; Li, 1996), visto que cerca de 1 / 3 (um terço) da
energia disponibilizada no processo de combustão é desperdiçada, sob a forma
térmica, através dos gases rejeitados para a atmosfera, utilização esta que
proporcionaria um aumento do desempenho do sistema (motor de combustão
interna / sistema de refrigeração por absorção) como um todo.
Portanto, têm sido necessários estudos como os que se propõem aqui,
visando, conforme mencionado anteriormente, redução de custos e
desenvolvimento de processos e tecnologias compatíveis com as demandas
ambientais e de mercado.
Capítulo 1 - Introdução 3
1.2 - Objetivos
1.2.1 - Objetivo Geral
O presente trabalho tem como objetivo geral o estudo da utilização dos gases
de exaustão de um motor de combustão interna como fonte de energia para um
sistema de refrigeração por absorção para condicionamento de ar automotivo,
visando economia de potência do motor, além da redução de riscos ambientais
pela utilização de um sistema de refrigeração cujo fluido de trabalho não
apresenta efeitos danosos ao meio ambiente.
1.2.2 - Objetivos Específicos
Como decorrência do objetivo geral, têm-se como objetivos específicos avaliar:
· um sistema de refrigeração por absorção;
· a energia disponível nos gases de exaustão de um motor de combustão
interna para funcionar como fonte térmica de um sistema de refrigeração
por absorção;
· o impacto no desempenho e nas emissões de poluentes do motor devido à
adaptação de um sistema de refrigeração por absorção no seu sistema de
exaustão;
· a economia de potência proporcionada pela utilização dos gases de
exaustão como fonte de energia em substituição à potência requerida do
motor para funcionamento do sistema convencional.
1.3 - Estado da Arte
Considerações técnicas, econômicas, estratégicas e ambientais trouxeram um
novo interesse pelos sistemas de refrigeração alimentados por fontes térmicas,
as quais algumas vezes se caracterizam como residuais de processos
(Zukowski Júnior, 1999; Lima et al., 2002; Pereira et al., 1998).
Um esforço considerável de pesquisa tem sido investido no estudo de sistemas
de refrigeração desse tipo nos últimos anos (Aphornratana e Eames, 1995;
Cheung et al., 1996; Falconi Filho, 2002; Lima et al., 2002; Mcquiston e Parker,
1994; Meunier et al., 1996; Moran e Shapiro, 1999; Pereira et al., 1998; Reis e
Silveira, 2002; Santos et al., 2001; Srikhirin et al., 2001; Wylen et al., 1998).
Capítulo 1 - Introdução 4
O interesse nestes sistemas se deve principalmente à fonte de energia
requerida ser de custo e qualidade inferiores (Aphornratana e Eames, 1995;
Horuz e Callander, 2004; Lima et al., 2002; Meunier et al., 1996; Pereira et al.,
1998; Reis e Silveira, 2002; Santos et al., 2001; Stoecker e Jones, 1985;
Varani, 2001).
Outro fator importante que justifica este interesse é a necessidade de
substituição dos CFC’s por refrigerantes alternativos, visto que o impacto
daqueles na camada de ozônio é bastante prejudicial (Aphornratana e Eames,
1995; Ashrae, 1997; Atwood e Hughes, 1990; Lorentzen e Pettersen, 1993;
Meunier et al., 1996; Moran e Shapiro, 1999; Pereira et al., 1998; Reis e
Silveira, 2002; Riffat et al., 1997; Santos et al., 2001; Varani, 2001; Wylen et al.,
1998).
Diehl et al. (2001) afirmam que a recuperação da energia contida nos gases de
exaustão resultantes de um processo de combustão representa uma
importante tarefa de promoção da integração de um sistema energético, e
também uma possibilidade de influência positiva no consumo de combustível e
nas emissões de poluentes, e que essa abordagem do conceito do uso da
energia dos gases de exaustão é necessária para uma integração de sucesso
num veículo.
1.4 - Organização da Dissertação
A seguir é apresentada a estrutura desta dissertação.
No Capítulo 1 é apresentada uma introdução sobre o trabalho, incluindo a
motivação para o seu desenvolvimento, os objetivos geral e específicos, e o
estado da arte sobre o tema.
No Capítulo 2 é realizada uma revisão bibliográfica onde é apresentada a
importância da eficientização energética, inclusive associada ao meio
ambiente, o sistema de refrigeração por absorção (incluindo uma comparação
entre este sistema e o sistema convencional de refrigeração por compressão
sob os aspectos ambientais, técnicos, econômicos e estratégicos envolvidos) e
uma análise das possibilidades de ganhos decorrentes da utilização deste
sistema.
O Capítulo 3 apresenta a descrição do aparato experimental utilizado, a saber
Capítulo 1 - Introdução 5
sistema de refrigeração por absorção acoplado ao sistema de exaustão do
motor de combustão interna, dinamômetro, analisador de gases e sistema de
aquisição de dados.
No Capítulo 4 é descrita a metodologia utilizada para realização dos
experimentos e análise dos dados. É desenvolvida, também, uma modelagem
matemática do sistema em estudo, visando à avaliação do mesmo.
No Capítulo 5 são relatados os resultados experimentais obtidos e
apresentadas discussões relacionadas aos mesmos.
No Capítulo 6 são apresentadas as conclusões do trabalho, com enfoque nos
impactos decorrentes da utilização do sistema de refrigeração por absorção. As
sugestões para continuidade do trabalho, que poderão fornecer novas
informações e aprofundar o conhecimento sobre o tema, também são
apresentadas neste capítulo.
6
Capítulo 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 - Eficientização Energética
“Energia é tudo, mas pode ser nada” (Nogueira, 2001).
Essa afirmação resume de forma concisa e poética a importância da energia e
de sua utilização de forma responsável.
Conforme mencionam Dincer (2000), Santos et al. (2001), com citação de Un
(1996), e Shafa (2003), a energia deve ser vista como um dos principais
requisitos para o desenvolvimento econômico e social, e não como uma
conseqüência deste crescimento.
Com base neste contexto, a eficientização energética tem assumido um caráter
emergencial, o que pode ser evidenciado, por exemplo, através das notícias
veiculadas diariamente em vários meios de comunicação no Brasil e no mundo.
O ser humano, essencialmente nos últimos tempos, tem abusado da
disponibilidade energética das diversas fontes (Dincer, 2000).
Santos et al. (2001) e Shafa (2003) afirmam que uma qualidade de vida
aceitável e sustentável pode ser atingida com um consumo de energia per
capita bem menor que o atual dos países desenvolvidos, e que o consumo de
energia no mundo deve convergir a um nível suportável pelo planeta. A
coerência entre o consumo e a disponibilidade de energia é uma condição vital
para o desenvolvimento sustentável.
Parte da energia consumida pode ser economizada por meio da redução dos
desperdícios e da melhoria do desempenho dos sistemas energéticos. Essa
economia, promovendo eficientização energética, se torna cada vez mais
imprescindível (Afgan et al., 1998; Santos et al., 2001).
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 7
Nunca se falou tanto em energia e em formas de conservá-la como agora. O
surgimento recente de um quadro de dificuldades restituiu ao tema energia a
verdadeira dimensão que lhe foi subtraída desde que os efeitos dos choques
do petróleo dos anos 70, os quais impuseram a necessidade de se economizar
petróleo e seus derivados como conseqüência da elevação brusca dos preços
internacionais deste insumo, foram diluídos ao longo das décadas seguintes
(Santos et al., 2001).
O campo de estudos energéticos é bastante vasto, cobrindo desde o uso dos
recursos naturais até os aspectos relacionados ao desempenho das modernas
tecnologias, bem como permitindo uma abordagem que considere apenas os
temas de caráter técnico ou que envolva também seus componentes sócio-
econômicos e ambientais, inclusive quanto a sua evolução histórica e suas
perspectivas futuras (Li, 1996; Santos et al., 2001).
No presente cenário de oferta de energia, seja no Brasil ou nos demais países,
restrições de ordem financeira e ambiental se conjugam de modo a incrementar
os custos dos energéticos, e configuram perspectivas preocupantes de
descompasso entre as disponibilidades e as demandas energéticas, ampliando
significativamente a importância do uso racional de energia. Trata-se de uma
via ainda relativamente pouco explorada frente a todo o seu potencial, e com
atraentes possibilidades (Santos et al., 2001).
2.1.1 - Eficientização Energética e Meio Ambiente
A industrialização e a urbanização desgovernadas têm levado a um impacto
ambiental alarmante.
Durante todo o tempo em que esteve preocupado com a busca do
desenvolvimento, o homem utilizou todas as formas possíveis de produção de
energia com os menores custos possíveis, sem deter-se em analisar as
conseqüências. Isto resultou, muitas vezes, no desperdício e no uso “irracional”
da energia, gerando muitos efeitos nocivos, principalmente nas grandes
cidades (Santos et al., 2001).
Conforme Santos et al. (2001), é indiscutível que a aplicação da ciência e da
tecnologia tem conduzido à melhoria do nível de vida da população, mesmo
que para uma pequena parcela dela, o que se caracteriza, dentre outras
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 8
coisas, por:
- acréscimo da quantidade e da qualidade dos alimentos;
- desenvolvimento dos meios de transporte e da comunicação;
- desenvolvimento da construção de moradias;
- automação dos processos produtivos (aumento da produtividade e redução
do tempo de trabalho);
- desenvolvimento de sistemas para fornecimento de água potável e tratamento
de efluentes líquidos;
- eliminação de doenças contagiosas e desenvolvimento de tratamentos
efetivos para outras;
- surgimento de equipamentos eletro-eletrônicos domésticos que facilitam a
vida das pessoas; etc.
Ao mesmo tempo este desenvolvimento científico e tecnológico tem provocado
efeitos nocivos ao meio ambiente (Santos et al., 2001):
- mudanças climáticas;
- perda de terras cultiváveis;
- desmatamento;
- poluição de rios, lagos e mares;
- poluição do solo e das águas subterrâneas;
- poluição do ar nas cidades; etc.
Assim, surge como necessidade primordial conciliar o desenvolvimento com a
preservação do meio ambiente.
A exploração e o consumo de energia traz como inevitável conseqüência
alguma forma de dano ambiental, e uma das formas de manter em limites
aceitáveis este problema seria a utilização racional das fontes primárias de
energia (Li, 1996; Santos et al., 2001).
A produção de energia tem grande influência sobre o meio ambiente
principalmente por dois fatores (Santos et al., 2001):
- desmatamento (alto consumo de lenha nos países em desenvolvimento);
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 9
- emissão de poluentes oriundos da combustão de combustíveis fósseis (CO
2
,
NO
x
, SO
x
, HC, particulados etc.).
As reservas mundiais atuais de petróleo e gás natural, considerando-se a
manutenção da relação entre a produção e o consumo existente, se esgotarão
em 39 e 64 anos, respectivamente (ANP, 1999).
O Brasil possui um consumo de energia per capita em torno de 1,42 tep
1
/
habitante, valor este aproximadamente igual à média mundial. Como
particularidade do setor energético brasileiro pode-se citar a alta porcentagem
correspondente ao consumo de fontes renováveis, que chega a ser de 57,9%,
enquanto a produção por fontes renováveis é de 70,7% (BEN, 1998).
As reservas de combustíveis fósseis de boa qualidade no Brasil não são
grandes. As reservas de petróleo, por exemplo, são avaliadas como suficientes
para 22 anos, se considerada a mesma relação entre a produção e o consumo
atual (Santos et al., 2001).
Conforme é mostrado na Fig. 2.1, o consumo de energia primária vem sendo
ampliado continuamente no mundo. Em parte isso se deve ao crescimento das
populações e de suas “necessidades”, à instalação de novas indústrias, e aos
serviços e empregos gerados, mas outra parcela substancial é devida ao
desperdício de energia.
O desenvolvimento do terceiro mundo e a preservação do meio ambiente são
os dois maiores problemas globais a serem enfrentados pela humanidade nas
próximas décadas. Estes dois problemas estão rigorosamente interligados. A
energia, motor do crescimento econômico e principal causa da degradação do
meio ambiente, é a conexão (Santos et al., 2001).
1
1 tep - tonelada equivalente de petróleo = 41868 MJ
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 10
Figura 2.1 - Consumo mundial de energia primária
2
(Henry e Heinke, 1989)
Utilizar energia com responsabilidade, sem desperdício, constitui um novo
parâmetro a ser considerado no exercício da cidadania. Os instrumentos de
combate ao desperdício de energia estão alicerçados na mudança de hábitos e
na eficientização energética. Segundo os conhecedores de educação
ambiental, existe uma necessidade de mudança de comportamento da
sociedade de um modo geral, visando eliminar o desperdício de nossas vidas.
Para essa mudança se consolidar, primeiramente há a necessidade de
mudança de hábitos e atitudes, para que o comportamento, que é associado a
grupos sociais, se consolide. A mudança dos hábitos ocorre a partir das
informações adquiridas de forma construtiva, as quais inserem-se no contexto
da nova situação (Santos et al., 2001).
2
1 Exajoule = 10
18
joules
Consumo anual de energia, Exajoules
Consumo anual
de energia
,
10
9
toneladas equivalentes de petróleo
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 11
Além da justificativa usual e direta de que o uso racional de energia interessa
por si mesmo, como de resto são oportunas todas as medidas de redução das
perdas e de racionalização técnico-econômica dos fatores de produção, é
conveniente observar o caráter estratégico e determinante que o suprimento de
combustíveis apresenta em diversos processos produtivos (Santos et al.,
2001).
Embora ultimamente este assunto tenha obtido enorme repercussão e chegado
às primeiras páginas dos jornais, não se trata de um tema novo, pois há anos
engenheiros, economistas e executivos envolvidos com sistemas energéticos
têm sido freqüentemente conclamados a conservar energia e a reduzir
desperdícios nos mais variados níveis de produção e consumo. De fato, usar
bem a energia é uma forma inteligente de gerir adequadamente as demandas e
melhorar a produtividade em qualquer contexto, com benefícios ambientais,
econômicos e sociais, tanto em escala local como para a nação e o mundo
(Dincer, 2000; Santos et al., 2001).
A refrigeração de um espaço, por exemplo, poderia ser feita a partir de fontes
de calor de baixo potencial energético e exergético. A luta contra a
contaminação ambiental faz com que se volte a pensar nos sistemas de
refrigeração que trabalham sob os princípios químicos de absorção,
empregando substâncias menos prejudiciais ao meio ambiente, evitando o
efeito maléfico dos clorofluorcarbonos (CFC’s) utilizados nos sistemas de
refrigeração por compressão. Convém notar neste sentido que a amônia
aparece como um dos refrigerantes com maior potencial de utilização em
grande escala (Braswell, 1988; Moran e Shapiro, 1999; Pereira et al., 1998;
Reis e Silveira, 2002; Wylen et al., 1998).
Wu (1993) afirma que a recuperação de calor de baixa qualidade
provavelmente represente o maior potencial de conservação de energia no
mundo atual, e que a busca por novas formas de utilização dessa energia é o
desafio a ser enfrentado por profissionais da área de eficientização energética.
Conforme Ziegler e Riesch (1993), o desenvolvimento de estudos visando
redução de consumo de energia primária e minimização do impacto ambiental,
o qual se origina substancialmente da indústria de aquecimento e refrigeração,
são mandatórios. Neste cenário os sistemas por absorção figuram como um
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 12
grande potencial para conservação de energia, especialmente quando
operados por fontes de calor a princípio rejeitadas.
Ziegler e Riesch (1993) afirmam também que os sistemas por absorção
ganharão grande importância no futuro. Como exemplo citam os mercados
chinês e japonês de refrigeração onde sistemas por absorção ampliam sua
participação no mercado a cada ano.
No atual contexto energético do Brasil e de muitos países em via de
desenvolvimento, o emprego das máquinas térmicas por absorção figura como
uma opção promissora (Moran e Shapiro, 1999; Pereira et al., 1998; Reis e
Silveira, 2002; Wylen et al., 1998).
Recentemente muitos ciclos avançados para sistemas de absorção têm sido
investigados. Portanto, o campo potencial de aplicação dos sistemas de
absorção está em crescimento (Aphornratana e Eames, 1995; Ataer e Gögüs,
1991; Braswell, 1988; Meunier et al., 1996; Reis e Silveira, 2002; Varani, 2001;
Ziegler e Riesch, 1993).
Outro fator importante que justifica a utilização de máquinas por absorção no
Brasil está associado ao setor elétrico, o qual vem enfrentando e ainda
enfrentará muitas crises. No Brasil a situação é agravada com relação a outros
países devido às condições climáticas, pois a falta de chuvas regulares por um
longo período numa matriz dependente demais da geração de energia por
hidrelétricas tornou-se acentuadamente crítica (Santos, 1980; Santos et al.,
2001).
2.2 - Refrigeração por Absorção
2.2.1 - Histórico
Antes do advento da refrigeração mecânica a água era mantida fria sendo
guardada em jarros de barro semiporoso, de modo que ela escapava por
infiltração através das paredes e se evaporava. A evaporação dissipava calor e
resfriava a água. Muitas vezes o gelo natural dos lagos e rios era cortado
durante o inverno e guardado em cavernas ou poços revestidos de palha e,
mais tarde, em prédios isolados com serragem, para ser retirado na medida
das necessidades. Os romanos transportavam neve em tropas de carga para
refrigerar as bebidas dos imperadores (Elonka e Minich, 1978).
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 13
Embora estes métodos de resfriamento empregassem fenômenos naturais,
eles eram usados para manter a temperatura mais baixa em um determinado
espaço, podendo ser chamados de refrigeração (Elonka e Minich, 1978).
A refrigeração é definida como o ramo da ciência que trata dos processos de
redução e conservação da temperatura de um espaço ou material abaixo da
temperatura do ambiente circundante (Dossat, 1961).
A refrigeração por absorção foi descoberta por Nairn em 1777, embora o
primeiro refrigerador comercial deste tipo só tenha sido construído e
patenteado em 1823 por Ferdinand Carré, o qual também obteve diversas
patentes entre 1959 e 1962 pela introdução de uma máquina utilizando o par
amônia - água (Cheung et al., 1996; Costa, 1982; Pereira et al., 1998; Srikhirin
et al., 2001).
O sistema de refrigeração por absorção passou por muitos altos e baixos,
sendo antecessor do sistema de refrigeração por compressão no século XIX.
Nessa época os sistemas utilizando o par amônia - água tinham grande
aplicação em refrigeradores domésticos e em grandes instalações, como de
indústrias químicas e de processos. Os sistemas que utilizavam o par água -
brometo de lítio foram comercializados nos anos 40 e 50 como resfriadores de
água para condicionamento de ar em grandes edifícios (Costa, 1982; Perez-
Blanco, 1993).
Nos anos 70 a substituição da combustão direta de óleo e gás natural afetou a
aplicação das unidades de refrigeração por absorção, mas ao mesmo tempo
foram abertas novas oportunidades, como a utilização de energia solar para
funcionamento desses sistemas (Costa, 1982).
Em função de diversos fatores, entre os quais o aumento crescente do custo da
energia, rejeitos energéticos de baixa temperatura que eram anteriormente
lançados para a atmosfera em instalações químicas e de processos são agora
freqüentemente usados para operar sistemas de refrigeração por absorção
(Horuz e Callander, 2004; Varani, 2001).
2.2.2 - Sistema de Refrigeração por Absorção
O sistema de refrigeração por absorção se diferencia do sistema por
compressão por utilizar energia térmica ao invés da energia elétrica.
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 14
No sistema de refrigeração por absorção são utilizados dois fluidos, que atuam
como refrigerante e absorvente. Entre os mais conhecidos estão o par amônia
(NH
3
) - água (H
2
O) (amônia como refrigerante e água como absorvente) e o par
água (H
2
O) - brometo de lítio (LiBr) (água como refrigerante e brometo de lítio
como absorvente).
Uma limitação do par água - brometo de lítio é que o sistema não pode operar
a baixas temperaturas (inferiores a 0ºC) devido ao fato de a água ser o fluido
refrigerante. Além disso, o brometo de lítio se cristaliza a concentrações
moderadas, e em altas concentrações a solução é corrosiva a alguns metais e
de alto custo (Horuz, 1998; Srikhirin et al., 2001).
Desde a invenção do sistema de refrigeração por absorção, o par amônia -
água tem sido largamente usado. Tanto a amônia quanto a água são altamente
estáveis para uma larga faixa de temperaturas e pressões de operação. A
amônia possui grande entalpia de vaporização, a qual é necessária para um
bom desempenho do sistema. O sistema pode ser usado para aplicações de
baixa temperatura, pois o ponto de congelamento da amônia é -77ºC. Além do
mais o par amônia - água é inofensivo ambientalmente e de baixo custo
(Srikhirin et al., 2001).
O sistema amônia - água tem a desvantagem de requerer componentes extras
e a vantagem de operar a pressões acima da atmosférica. O sistema água -
brometo de lítio opera a pressões abaixo da atmosférica, resultando em
infiltrações de ar no sistema, que precisa ser purgado periodicamente. Além
disso, inibidores especiais precisam ser incorporados aos sistemas água -
brometo de lítio para retardar a corrosão (Costa, 1982).
Embora as primeiras aplicações do resfriador por absorção amônia - água
tenham sido no campo da refrigeração, como para produção de gelo,
atualmente ele encontra aplicação predominante em condicionamento de ar,
onde também pode ser utilizado o par água - brometo de lítio (Chuaa et al.,
2002; Costa, 1982; Lazarrin et al., 1996).
Na Fig. 2.2 é apresentado um desenho esquemático do ciclo básico de
refrigeração por absorção amônia - água, e em seguida uma breve descrição
do seu funcionamento.
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 15
Figura 2.2 - Desenho esquemático do ciclo básico de
refrigeração por absorção amônia - água (Stoecker e Jones, 1985)
Neste sistema, vapor de amônia a alta pressão entra no condensador onde
cede energia na forma de calor para a vizinhança, condensando-se.
A amônia, agora na fase líquida mas ainda a alta pressão, passa por um
dispositivo de expansão onde sua pressão é reduzida até a pressão de
vaporização.
Em seguida entra no evaporador onde recebe energia na forma de calor do
meio a ser refrigerado, tornando-se novamente vapor, mas agora a baixa
pressão.
Chega então ao absorvedor, onde uma solução fraca de água com amônia
(baixa concentração de amônia) absorve este vapor de amônia, processo este
que libera energia na forma de calor para a vizinhança.
A solução, que agora passou a ser forte (alta concentração de amônia), é
bombeada para o gerador, onde recebe energia na forma de calor da fonte
térmica. Ao receber energia a amônia evapora e segue para o condensador
para novamente percorrer o ciclo.
A solução fraca que deixa o gerador volta para o absorvedor para novamente
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 16
absorver vapor de amônia que vem do evaporador.
Entre o absorvedor e o gerador existe um trocador de calor que proporciona a
transferência de energia da solução fraca que retorna do gerador para a
solução forte que segue para o gerador, processo este que aumenta o
desempenho do sistema como um todo, visto que será necessária uma menor
quantidade de energia da fonte térmica para vaporização da amônia.
Estudos experimentais mostram que o coeficiente de desempenho (COP) pode
ser aumentado em até 60% quando é utilizado um trocador de calor entre o
absorvedor e o gerador. Além do mais, o tamanho do absorvedor pode ser
reduzido tendo em vista que menor quantidade de energia será rejeitada
(Srikhirin et al., 2001).
O vapor de amônia que segue para o condensador passa antes pelo retificador
onde o vapor d’água em parte arrastado é condensado, voltando por gravidade
ao gerador. Como a amônia e a água são voláteis, o ciclo requer tal coluna de
retificação, pois sem a mesma a água seria acumulada no evaporador e
reduziria o desempenho do sistema. Existe, ainda, a possibilidade da presença
de um analisador após o retificador, o qual funciona como um trocador de calor
que tem a função de condensar vapor d’água que não tenha sido condensado
pelo retificador.
Nas instalações de refrigeração por absorção foi adotada, para equilibrar as
pressões totais nos dois limites de funcionamento do ciclo, a adição de
hidrogênio (H
2
), que é um gás neutro, à parte de baixa pressão do sistema, o
que permitiu eliminar as válvulas e a bomba (Fig. 2.3). Como a pressão parcial
da amônia na mistura é que vai determinar as condições de sua vaporização,
em nada fica alterado o funcionamento do ciclo, fazendo-se as passagens do
fluido refrigerante do condensador para o evaporador e da solução forte do
absorvedor para o gerador por simples desnível. O hidrogênio, que se
apresenta só na fase gasosa da amônia reduzindo a sua pressão parcial, é
retido no evaporador e no absorvedor por meio de sifões.
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 17
Figura 2.3 - Desenho esquemático do ciclo de refrigeração
por absorção amônia - água utilizando hidrogênio para
equilibrar as pressões totais (Dossat, 1961)
Um depósito equilibrador de pressão (que não é encontrado em todos os
aparelhos) torna-se útil quando a temperatura ambiente varia dentro de limites
muito amplos (20ºC a 40ºC) (Costa, 1982).
Qualquer ciclo de refrigeração por absorção troca calor com três reservatórios
externos: de baixo, intermediário e de alto nível de temperatura. A energia
motriz do sistema é suprida a alta temperatura, o efeito refrigerante é produzido
no nível de baixa temperatura e calor é rejeitado num nível intermediário de
temperatura. Normalmente o ambiente é usado como o reservatório de
temperatura intermediária (Srikhirin et al., 2001).
O uso de sistemas de refrigeração operados por energia térmica ajuda a
reduzir problemas relacionados ao ambiente, tal como o chamado efeito estufa
pela emissão de CO
2
por meio da combustão de combustíveis fósseis em
plantas de potência (Srikhirin et al., 2001).
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 18
2.2.3 - Refrigeração por Absorção x Refrigeração por Compressão
A principal diferença entre os sistemas de refrigeração por absorção e por
compressão é a força motriz que circula o fluido refrigerante através do sistema
e que origina o diferencial de pressão necessário entre os processos de
vaporização e condensação (Dossat, 1961).
No sistema por absorção, o compressor utilizado no sistema por compressão é
substituído por um absorvedor e um gerador, os quais realizam todas as
funções operadas pelo compressor (Fig. 2.4). Além disso, enquanto a energia
exigida pelo sistema por compressão é fornecida pelo trabalho mecânico do
compressor, a energia requerida pelo sistema por absorção é suprida por uma
fonte térmica (Dossat, 1961).
Figura 2.4 - Compressão de vapor nos sistemas por
compressão e por absorção (Stoecker e Jones, 1985)
A título de comparação do sistema por absorção em relação ao de
compressão, destacam-se as seguintes vantagens e desvantagens (Boer et al.,
2005; Chen et al., 1996; Costa, 1982; Dossat, 1961; Elonka e Minich, 1978;
Horuz e Callander, 2004; Mcquiston e Parker, 1994; Moran e Shapiro, 1999;
Pirani e Venturini, 2004; Radermacher e Kim, 1996; Reis e Silveira, 2002;
Smirnov et al., 1996; Srikhirin et al., 2001; Wylen et al., 1998):
· Vantagens:
- utilização de energia de menor custo e de qualidade inferior, podendo
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 19
inclusive ser o rejeito de algum processo (como os gases de exaustão de
um motor de combustão interna, por exemplo), o que pode aumentar
significativamente o rendimento do conjunto;
- inexistência de partes móveis, o que lhe garante um funcionamento
silencioso e sem vibração;
- operação com fluidos de trabalho ambientalmente amigáveis;
- economia de custo operacional devido ao uso de vapor de baixa pressão e
de baixo custo;
- possibilidade de eliminação de cargas elétricas pesadas;
- simplicidade dos sistemas de operação e controle, que requerem poucos
cuidados;
- partida e parada automáticas;
- pleno rendimento em todas as faixas de carga;
- possibilidade de instalação externa ao tempo;
- construção em materiais leves;
- economia de área ocupada para grandes capacidades; etc.
· Desvantagens:
- baixo desempenho;
- menor praticidade;
- instalação complexa, exigindo execução esmerada;
- toxicidade (sistemas amônia - água); etc.
Por suas características e pelas circunstâncias já mencionadas, as máquinas
de refrigeração por absorção vêm sendo cada vez mais difundidas
(Aphornratana e Eames, 1995; Cheung et al., 1996; Mcquiston e Parker, 1994;
Moran e Shapiro, 1999; Reis e Silveira, 2002; Santos et al., 2001; Srikhirin et
al., 2001; Srikhirin e Aphornratana, 2002; Stoecker e Jones, 1985; Tozer e
James, 1998; Wylen et al., 1998).
2.2.4 - Refrigerantes
Conforme Dossat (1961), um refrigerante é qualquer corpo ou substância que
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 20
funciona como um agente refrigerante (térmico) pela absorção de energia na
forma de calor de outro corpo ou substância. Não existe um refrigerante “ideal”
ou que seja universalmente adequado, o que se deve às grandes diferenças
nas condições e requisitos das várias aplicações.
O desempenho de um sistema de refrigeração por absorção é criticamente
dependente das propriedades químicas e termodinâmicas do fluido de trabalho.
Uma exigência fundamental da combinação refrigerante - absorvente é que, na
fase líquida, eles tenham uma margem de miscibilidade dentro da faixa de
temperatura de operação do ciclo. A mistura também deve ser quimicamente
estável e não-explosiva. Além disso, segundo Eisa e Holland (1987); Elonka e
Minich (1978), Pirani e Venturini (2004) e Srikhirin et al. (2001), é desejável
que:
- a diferença do ponto de ebulição entre o refrigerante puro e a mistura na
mesma pressão seja tão larga quanto possível;
- o refrigerante tenha grande calor latente de vaporização, tendo em vista que
uma pequena quantidade de refrigerante será necessária para absorver uma
grande quantidade de energia, o que tem como conseqüência uma menor
quantidade de refrigerante em circulação e um sistema menor;
- o refrigerante tenha volume específico reduzido (especialmente na fase
vapor);
- o refrigerante tenha alta concentração no absorvente para manter baixa a
taxa de circulação entre o gerador e o absorvedor por unidade de
capacidade de refrigeração;
- as propriedades de transporte que influenciam a transferência de calor e de
massa, ou seja, viscosidade, condutividade térmica e coeficiente de difusão
sejam favoráveis;
- o absorvente e o refrigerante sejam não-corrosivos, não-inflamáveis,
amigáveis ambientalmente e de baixo custo; etc.
Embora a amônia pura de anidro não seja corrosiva a todos os metais
normalmente usados nos sistemas de refrigeração, na presença de umidade
torna-se corrosiva aos metais não-ferrosos tais como cobre e latão. Assim,
estes metais nunca devem ser usados em sistemas com amônia (Dossat,
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 21
1961).
A amônia é bastante útil em quase todos os casos e, entre os refrigerantes
comumente usados, é um dos menos dispendiosos. Estas duas considerações
junto com sua estabilidade química, afinidade pela água, odor característico
que facilita a identificação de vazamentos e não miscibilidade com óleo, fazem
da amônia um refrigerante ideal para uso em sistemas onde a toxicidade não
seja um fator importante (Dossat, 1961; Pirani e Venturini, 2004; Riffat et al.,
1997).
Por sua boa capacidade de transmissão de calor, a amônia é apropriada
principalmente para grandes instalações de resfriamento (Dossat, 1961).
Em função do uso restrito de refrigerantes CFC’s, devido à destruição da
camada de ozônio causada por eles, os sistemas de refrigeração por absorção
estão se tornando cada vez mais difundidos (Srikhirin et al., 2001).
A movimentação global atual para implantar medidas eficientes para melhorias
ambientais e energéticas conduzirá a amônia a um papel substancialmente
maior como um refrigerante nos anos por vir. A indústria está agora revendo
seriamente opções para expansão do uso da amônia em outras áreas além da
refrigeração industrial, onde ela tem sido usada com sucesso por décadas.
Esforços de pesquisa e desenvolvimento têm demonstrado sucesso na
aplicação da amônia em equipamentos de refrigeração de pequena escala,
onde tradicionalmente os CFC’s têm sido utilizados de forma dominante (Ohadi
et al., 1996; Varani, 2001).
Ohadi et al. (1996) compararam as características térmicas da amônia com os
refrigerantes R123 (potencial substituto para o R11), R134a (potencial
substituto para o R12) e R22. Foi verificado que a amônia possui o maior calor
latente (5 a 6 vezes maior), a menor vazão mássica e volumétrica para um
dado fluxo de calor e o menor custo unitário (cerca de 10 vezes menor). Seu
coeficiente de desempenho, para sistemas por compressão de vapor, é menor
que o do R123, mas maior que os do R22 e R134a.
As limitações da amônia são sua toxicidade a altas concentrações e sua
inflamabilidade numa faixa estreita de temperatura (Ohadi et al., 1996).
A amônia tem experimentado crescimento em aplicações como
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 22
condicionamento de ar, agricultura, plásticos, engenharia química, conversão
de energia térmica oceânica e outras áreas que representam um escopo além
das aplicações tradicionais como refrigerante (Ohadi et al., 1996).
2.2.4.1 - O Fim dos Clorofluorcarbonos
Os CFC’s foram sintetizados em 1890 e individualizados em 1928, quando
ocorreu o início de seu emprego como fluidos refrigerantes. Na década de 50
passaram a ser utilizados em larga escala como propelentes aerossóis e
agentes expansores de espuma, aumentando sua produção como refrigerante
(Santos et al., 2001).
Os CFC’s reúnem, numa combinação única, várias propriedades desejáveis:
não são inflamáveis, explosivos ou corrosivos; são extremamente estáveis e
muito pouco tóxicos (Santos et al., 2001).
Porém, em 1974, foram detectados, pela primeira vez, os problemas dos CFC’s
por meio da demonstração que os compostos clorados poderiam migrar para a
estratosfera e destruir moléculas de ozônio. Por serem altamente estáveis, ao
serem liberados na superfície terrestre conseguiriam atingir a estratosfera
antes de sua destruição. Os CFC’s foram, então, condenados como os maiores
responsáveis pelo surgimento do buraco na camada de ozônio (Ashrae, 1997;
Braswell, 1988; Garimella, 2003; Joudi et al., 2003; Kern e Wallner, 1988;
Lorentzen e Pettersen, 1993; Moran e Shapiro, 1999; Radermacher e Kim,
1996; Riffat et al., 1997; Santos et al., 2001; Varani, 2001; Wylen et al., 1998).
A camada de ozônio tem uma função importantíssima na preservação da vida.
Ela é responsável pela filtragem dos raios ultravioletas que, em quantidades
elevadas, são prejudiciais ao meio ambiente. Ao ser humano podem causar
doenças de pele (queimadura e câncer), envelhecimento precoce etc. (Santos
et al., 2001).
A UNEP, Agência para o Meio Ambiente da Organização das Nações Unidas,
iniciou uma série de reuniões para discutir os prejuízos dos CFC’s na camada
de ozônio. Em 1983 vários países se reuniram na Convenção de Viena
declarando princípios que visavam aprofundar o tema em busca de protocolo
ou tratado mundial sobre controle e emissão dos CFC’s (Ashrae, 1997;
Braswell, 1988; Kern e Wallner, 1988; Santos et al., 2001).
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 23
A decisão de reduzir o uso dos CFC’s veio em 1987 com a assinatura do
Protocolo de Montreal por 46 países que assumiram o compromisso de reduzir
o consumo em três fases: congelamento a partir de 1989, redução de 20% a
partir de 1993 e redução de 50% a partir de 1998 (Ashrae, 1997; Braswell,
1988; Kern e Wallner, 1988; Riffat et al., 1997; Santos et al., 2001).
O Brasil acompanhou as reuniões do Protocolo e, em 1989, foi aprovada pelo
Congresso Nacional a adesão do país às regras. Em julho de 1990 assinou
com 62 países a Revisão do Protocolo de Montreal, a qual aprovou medidas
mais restritivas: redução de 50% na produção e consumo dos CFC’s a partir de
1993, redução de 85% a partir de 1997 e eliminação total a partir de 2000
(Santos et al., 2001).
De acordo com a Resolução 267 de 14/09/2000, do Conselho Nacional do Meio
Ambiente (CONAMA), ficou estabelecida a proibição da utilização do R11 e do
R12, além de outras substâncias que agridem a camada de ozônio, em
instalações de ar condicionado central, em instalações frigoríficas e em ar
condicionado automotivo. Tornou-se proibida ainda, a partir de 01/01/2001, a
utilização dessas substâncias em refrigeradores e congeladores domésticos, e
em todos os demais equipamentos e sistemas de refrigeração (Pirani e
Venturini, 2004).
O Alternative Fluorocarbon Environmental Acceptability Study (AFEAS),
programa que está sendo desenvolvido mundialmente, estuda a substituição
dos CFC’s por HCFC’s (hidrogênio, cloro, flúor e carbono) e HFC’s (hidrogênio,
flúor e carbono), os quais têm custo estimado em 2 a 5 vezes maior que os
CFC’s (Kern e Wallner, 1988; Santos et al., 2001).
Mesmo os HCFC’s têm seu prazo de utilização encerrado por completo em
2030 (Pirani e Venturini, 2004; Riffat et al., 1997).
Vale destacar que a Comunidade Européia já programou para o período de
2009 a 2011 o “início do fim” na Europa do R-134a (HFC), um fluido
refrigerante que, quando surgiu (por volta de 1990), era promissor na
substituição dos CFC’s (Weissler, 2004).
2.2.5 - Condicionamento de Ar
O condicionamento de ar é um processo que visa ao controle simultâneo, num
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 24
ambiente delimitado, da temperatura, pureza, umidade e movimentação do ar
(Dossat, 1961; Stoecker e Jones, 1985).
Quando o conforto humano é objetivado, deriva-se a denominação
condicionamento de ar de conforto (Dossat, 1961; Stoecker e Jones, 1985).
O aumento da preocupação com o conforto e segurança tem gerado, entre
outras coisas, a crescente utilização de sistemas de condicionamento de ar
automotivo, visto que estes passaram a ser considerados como um bem
“essencial” ao ser humano.
A consciência do problema energético mudou de forma perceptível os
equipamentos e os conceitos de projetos em refrigeração e em ar
condicionado. Além disso, a maioria dos engenheiros prevê que os dias de
energia de baixo custo não irão retornar e, portanto, as preocupações de
conservação de energia devem agora ser permanentes (Stoecker e Jones,
1985).
Dentre as estratégias para minimizar o consumo de energia e o impacto
ambiental em sistemas de condicionamento de ar pode-se citar (Garimella,
2003):
- aumento da eficiência energética dos equipamentos utilizados;
- utilização de fluidos de trabalho ambientalmente amigáveis em substituição
aos CFC’s utilizados nos sistemas convencionais por compressão;
- desenvolvimento de sistemas que utilizem fontes alternativas de energia para
substituir a energia elétrica; etc.
Devido às mudanças nas regulamentações ambientais, os sistemas de
condicionamento de ar automotivo estão passando por transformações mais
rapidamente que qualquer outra parte dos veículos (Birch, 1995).
Garimella (2003) afirma que se não forem tomadas ações para redução de
emissões, a temperatura média da Terra aumentará entre 1ºC e 3,5ºC em 2100
- a maior taxa desde a Era do Gelo, há 10000 anos atrás - e que o
condicionamento de ar, onde predominam os sistemas por compressão, tem
contribuído bastante para este problema.
No projeto de um sistema de ar condicionado o objetivo é controlar os
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 25
seguintes parâmetros (Birch, 1995; Stoecker e Jones, 1985):
- temperatura operacional: 20ºC a 26ºC (zona de conforto humano);
- umidade: entre 45% e 50%;
- velocidade média do ar: até 0,25 m / s.
O termo temperatura operacional é utilizado para designar a temperatura
uniforme de um ambiente imaginário com o qual a pessoa trocaria a mesma
quantidade de calor por convecção e radiação que aquela trocada com o meio
real (Stoecker e Jones, 1985).
A manutenção da temperatura e da umidade do ar em determinados valores no
interior de um veículo depende do tamanho deste veículo, da quantidade de
pessoas, da área envidraçada, da velocidade do ar, da umidade do ambiente,
da radiação solar etc. (Birch, 1995).
2.3 - Motores de Combustão Interna
2.3.1 - Histórico
Os motores de combustão interna datam de 1876 quando Nicolaus A. Otto
desenvolveu o motor a ignição por centelha (a partir da seqüência de
operações proposta por Beau de Rochas) e de 1892 quando Rudolf Diesel
inventou o motor a ignição por compressão (Heywood, 1988; Obert, 1971).
Desde essa época os motores estão em contínuo desenvolvimento à medida
que nosso conhecimento acerca dos processos evolui, que novas tecnologias
se tornam disponíveis, que a demanda por novos tipos de motores cresce e
que novas leis ambientais são estabelecidas (Heywood, 1988; Jost, 2002;
Obert, 1971).
Especialmente nas últimas décadas tem-se acompanhado um crescimento
“explosivo” no desenvolvimento de motores devido às exigências ambientais,
ao custo de combustível e à competitividade (Heywood, 1988).
Neste contexto pretende-se aplicar a capacidade de refrigeração de um
sistema de refrigeração por absorção acoplado ao sistema de exaustão de um
motor de combustão interna para condicionamento de ar automotivo, o que
proporcionaria economia de potência deste motor.
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 26
Conforme Colonna e Gabrielli (2003) calor recuperado de um motor de
combustão interna é uma fonte adequada de energia para um sistema de
refrigeração por absorção.
2.3.2 - Desempenho de Motores de Combustão Interna
Conforme mencionado anteriormente tem-se buscado continuamente a
melhoria de desempenho de motores de combustão interna (Carney, 2004;
Heywood, 1988; Ganesan, 1995; Jost, 2002; Obert, 1971).
Um motor de combustão interna automotivo tem seu desempenho avaliado a
partir do torque efetivo, da potência efetiva, da pressão média efetiva e do
consumo específico (na faixa útil de operação do motor) (ABNT NBR ISO 5484,
1985).
Entende-se como torque a capacidade de carga de um motor, ou seja, sua
capacidade de realizar trabalho (Heywood, 1988). Parte do torque produzido
pelo motor é gasto para vencer o atrito dos mancais, dos êmbolos e das
demais peças do motor, e para efetuar a aspiração da mistura combustível e a
expulsão dos gases de exaustão, sendo a parcela realmente disponível no eixo
para carga denominada torque efetivo (Heywood, 1988; Obert, 1971).
Potência efetiva é a taxa com que o torque efetivo é realizado por um motor
(Heywood, 1988), ou seja, sua capacidade de “atuar” sob uma certa carga a
uma dada velocidade.
Pressão média efetiva é uma pressão hipotética constante que seria
necessária no interior do cilindro de um motor, durante um ciclo, para
desenvolver uma potência igual à potência efetiva (Heywood, 1988; Obert,
1971).
Consumo específico é um parâmetro que mede a eficiência de um motor em
transformar combustível em trabalho (Heywood, 1988; Obert, 1971), ou seja, o
quanto é consumido de combustível para realizar determinado trabalho.
Através de um dinamômetro é possível, com auxílio de equações, determinar
parâmetros de desempenho de motores de combustão interna antes e depois
da adaptação de um sistema de refrigeração por absorção ao seu sistema de
exaustão, o que permite avaliar o impacto desta adaptação.
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 27
2.3.3 - Emissões de Poluentes em Motores de Combustão Interna
O controle de emissões, que no Brasil foi institucionalizado pelo PROCONVE
(Programa de Controle da Poluição do Ar por Veículos Automotores) em 1986
(Resolução CONAMA 18 / 86), estabelece limites para as emissões de
monóxido de carbono (CO), hidrocarbonetos (HC), óxidos de nitrogênio (NO
x
),
aldeídos e emissões evaporativas (Tab. 2.1). Estes limites foram definidos com
o objetivo de reduzir os níveis de emissões de poluentes nos veículos
automotores novos após a constatação da grave poluição ambiental
(principalmente nos grandes centros urbanos) e de incentivar o
desenvolvimento tecnológico nacional, tanto na engenharia automotiva como
em métodos e equipamentos para a realização de ensaios e medições de
poluentes.
Tabela 2.1 - Limites de emissões estabelecidos pelo PROCONVE
Poluentes (g / km)
Fase
Ano
CO
HC
NO
x
Aldeídos
Evaporativas
(g / teste)
I 1988 a 1991 24
2,1
2,0
valores típicos
6
II 1992 a 1996 12
1,2
1,4
0,15 6
III 1997 em diante
2 0,3
0,6
0,03 6
Os limites de emissões no Brasil nos próximos anos serão mais restritivos.
Encontra-se na Tab. 2.2 a proposta do IBAMA (Instituto Brasileiro do Meio
Ambiente e dos Recursos Naturais Renováveis) e dos fabricantes de veículos
automotores, ANFAVEA (Associação Nacional dos Fabricantes de Veículos
Automotores), para as fases IV e V do programa do PROCONVE, as quais
serão implantadas a partir de 2005.
Capítulo 2 - Revisão Bibliográfica 28
Tabela 2.2 - Proposta para novos limites de emissões
Poluentes (g / km)
Fase
Ano
Veículos
vendidos
CO
HC
NO
x
Aldeídos
Evaporativas
(g / teste)
IV
2005
2006
2007
40%
70%
100%
2 0,3*
0,25
0,03 2
V
2008
2009
2010
40%
70%
100%
2 0,3*
0,12
0,02 2
* Somente para veículos GMV (Gás Metano Veicular)
29
Capítulo 3
APARATO EXPERIMENTAL
3.1 - Considerações Iniciais
Neste capítulo são descritos o aparato experimental e os sistemas de medição
utilizados para desenvolvimento dos testes que permitiram avaliar alguns
aspectos do sistema proposto.
Os equipamentos utilizados foram um sistema de refrigeração por absorção,
um motor de combustão interna, um dinamômetro, um analisador de gases e
um sistema de aquisição de dados.
Cada equipamento é apresentado juntamente com os sistemas de medição a
ele associados durante o desenvolvimento da parte experimental do trabalho.
3.2 - Sistema de Refrigeração por Absorção
Dentre os objetivos deste trabalho tem-se a avaliação de um sistema de
refrigeração por absorção. Para tal foi utilizado um refrigerador da marca
Consul com sistema de refrigeração por absorção (amônia - água) e
capacidade de 215 litros, modelo CQG22D e número de série B11 756 (Fig.
3.1).
Capítulo 3 - Aparato Experimental 30
Figura 3.1 - Sistema de refrigeração por absorção utilizado no experimento
Inicialmente este sistema foi analisado utilizando sua fonte de energia original,
ou seja, gases de combustão de gás liquefeito de petróleo (GLP). Numa
segunda etapa o sistema foi testado tendo como fonte de energia gases de
exaustão de um motor de combustão interna. A Fig. 3.2 mostra o sistema de
refrigeração por absorção já adaptado ao sistema de exaustão do motor de
combustão interna.
Capítulo 3 - Aparato Experimental 31
Figura 3.2 - Sistema de refrigeração por absorção adaptado
ao sistema de exaustão do motor de combustão interna
Para monitorar o comportamento da temperatura e da umidade relativa no
interior do refrigerador foram instalados 2 sensores de temperatura tipo Pt - 100
(Fig. 3.3) e um sensor de temperatura / umidade relativa (Fig. 3.4).
Figura 3.3 - Detalhe da fixação dos sensores
de temperatura no interior do refrigerador
Capítulo 3 - Aparato Experimental 32
Figura 3.4 - Sensor de temperatura / umidade
relativa instalado no interior do refrigerador
Foram instalados também sensores de temperatura (termopares tipo K) na
entrada e na saída do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração
por absorção, para medição das temperaturas dos gases quentes nestes
pontos (Fig. 3.5).
Capítulo 3 - Aparato Experimental 33
Figura 3.5 - Termopares instalados à entrada e à saída do trocador
de calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção
Nas Fig’s. 3.6, 3.7 e 3.8 são mostrados, respectivamente, o termopar tipo T, o
manômetro de coluna d’água e o rotâmetro (marca Dwyer) utilizados para
medição da temperatura, pressão e vazão volumétrica do GLP consumido pelo
sistema de combustão do refrigerador.
Capítulo 3 - Aparato Experimental 34
Figura 3.6 - Termopar tipo T utilizado para medição da temperatura
do GLP consumido pelo sistema de combustão do refrigerador
Figura 3.7 - Manômetro de coluna d’água utilizado para medição da
pressão do GLP consumido pelo sistema de combustão do refrigerador
Capítulo 3 - Aparato Experimental 35
Figura 3.8 - Rotâmetro utilizado para medição da vazão volumétrica
do GLP consumido pelo sistema de combustão do refrigerador
A Fig. 3.9 mostra o barômetro com termômetro de bulbo utilizado para medir a
pressão atmosférica e a temperatura ambiente.
Figura 3.9 - Barômetro com termômetro de bulbo utilizados nos experimentos
Capítulo 3 - Aparato Experimental 36
3.3 - Motor de Combustão Interna
O motor de combustão interna utilizado no desenvolvimento dos experimentos
é automotivo, com ignição por centelha, a gasolina, de 4 tempos, marca FIAT,
modelo mpi 1.6, com 8 válvulas e injeção eletrônica, fabricado em 2000, com
potência máxima de 70 kW a 5500 rpm e torque máximo de 128 N x m a 3500
rpm (Fig. 3.10).
Figura 3.10 - Motor de combustão interna utilizado no experimento
O motor utilizado no experimento foi montado com todos os seus componentes
originais no dinamômetro (Fig. 3.11). Os sistemas de injeção eletrônica,
arrefecimento, alimentação de combustível e exaustão foram instalados, além
do sistema de recuperação de vapores de combustível.
Capítulo 3 - Aparato Experimental 37
Figura 3.11 - Motor de combustão interna montado no dinamômetro
3.4 - Dinamômetro
Um dinamômetro foi utilizado para levantar as curvas características e os
mapas de desempenho do motor de combustão interna. Estes parâmetros
foram avaliados conforme a norma ABNT NBR ISO 5477 (1982), e os testes e
cálculos desenvolvidos conforme a norma ABNT NBR ISO 1585 (1996).
O dinamômetro utilizado no experimento (Fig 3.12) é do tipo hidráulico da
marca Heenan & Froude, modelo G4-1, capacidades máximas de 260 kW de
potência absorvida e 6000 rpm.
Capítulo 3 - Aparato Experimental 38
Figura 3.12 - Dinamômetro utilizado no experimento
O dinamômetro hidráulico consiste basicamente de um disco montado dentro
de uma carcaça contendo água. A resistência encontrada pelo disco girante é
de mesmo módulo e oposta à reação que tende a fazer girar a carcaça.
Montando-se a carcaça sobre mancais independentes dos mancais do eixo, a
força que tende a girar a carcaça pode ser medida através de uma célula de
pressão diferencial ou de uma célula de carga. A variação da carga é obtida
por meio de atuadores hidráulicos que controlam a vazão de água. A parte
interna do dinamômetro é constituída de alvéolos semi-elípticos na face interna
da carcaça por onde a água admitida passa atingindo os alvéolos também
semi-elípticos do rotor. A força centrífuga originada pelo movimento de rotação
do rotor imprime movimento à água, forçando-a de volta aos alvéolos da
carcaça. Este movimento, altamente turbulento, será mantido enquanto o rotor
girar. Além disso, o rotor em movimento corta por cisalhamento a água que
circula dentro dos alvéolos. Um dinamômetro deste tipo é intrinsecamente
estável, mesmo para pequenas cargas. A potência do motor em teste é
absorvida pela água que escoa continuamente através do dinamômetro. A
absorção de energia ocorre com aumento da temperatura da água, que deve
estar disponível em quantidade suficiente para absorver a potência máxima
gerada (Obert, 1971).
Capítulo 3 - Aparato Experimental 39
Os sistemas complementares instalados no motor são descritos a seguir:
- sistema de injeção eletrônica (Jetronic Bosch MPI LE): possui sensores e
atuadores, sendo responsável pelo gerenciamento dos sistemas de injeção
de combustível e de ignição;
- sistema de arrefecimento: possui circulação forçada por uma bomba
centrífuga acionada pela correia dentada de distribuição;
- sistema de alimentação de combustível: possui uma bomba elétrica imersa no
tanque de combustível;
- sistema de exaustão: foi montado obedecendo à disposição de seus
componentes (catalisador etc.);
- sistema de recuperação de vapores de combustível: evita que o combustível
vaporizado do tanque seja descarregado para a atmosfera.
A instrumentação utilizada no experimento desenvolvido no dinamômetro foi
uma célula de carga, um medidor de vazão volumétrica e um sensor de
rotação, os quais são descritos a seguir.
3.4.1 - Célula de Carga
A célula de carga, ou transdutor de medição de carga, é um instrumento que
mede a carga aplicada a partir da deformação do corpo submetido à carga,
deformação esta que provoca uma variação da resistência ôhmica do corpo
que por sua vez gera um sinal elétrico proporcional à carga aplicada.
A célula de carga utilizada no experimento é mostrada na Fig 3.13. É da marca
Omega, modelo LCDA-500, com capacidade máxima de 2224 N e razão de
saída de 3,0000 ± 0,0075 mV / V.
Figura 3.13 - Célula de carga utilizada no experimento
Capítulo 3 - Aparato Experimental 40
A Fig. 3.14 apresenta a célula de carga montada no dinamômetro.
Figura 3.14 - Célula de carga montada no dinamômetro
3.4.2 - Medidor de Vazão Volumétrica
O medidor de vazão volumétrica, cujo desenho esquemático é mostrado na
Fig. 3.15, foi utilizado para determinar a vazão volumétrica do combustível (no
caso gasolina) consumido pelo motor. É do tipo turbina, modelo OPT-2-H08-
XS, capacidade máxima de
s
3
m
10 1,67
3-
´ , da marca Flow Technology, sendo
constituído basicamente por um rotor montado axialmente à tubulação. O rotor
é provido de aletas que o fazem girar quando atravessado pelo escoamento de
um fluido. A rotação é proporcional à velocidade do fluido e,
conseqüentemente, à vazão volumétrica.
Figura 3.15 - Desenho esquemático do medidor de vazão
volumétrica de combustível utilizado no experimento
Capítulo 3 - Aparato Experimental 41
A Fig. 3.16 mostra o medidor de vazão volumétrica montado no dinamômetro.
Figura 3.16 - Medidor de vazão volumétrica
de combustível montado no dinamômetro
3.4.3 - Sensor de Rotação
O sensor de rotação foi utilizado para medir a rotação do motor. É do tipo
magnético, da marca Magneti Marelli, sendo constituído de um cartucho
hermético onde estão presentes um imã permanente e um indutor. Por meio do
deslocamento relativo dos dentes de uma roda fônica o sensor gera uma
tensão alternada com freqüência proporcional à rotação do eixo do
dinamômetro, que está acoplado ao motor em teste. A Fig. 3.17 mostra o
sensor de rotação montado no dinamômetro.
Capítulo 3 - Aparato Experimental 42
Figura 3.17 - Sensor de rotação montado no dinamômetro
3.5 - Analisador de Gases
O analisador de gases é um equipamento destinado à determinação da
composição química dos gases de exaustão de motores de combustão interna.
Este equipamento é capaz de identificar e quantificar os gases expelidos,
permitindo, através da análise dos resultados, a realização de diagnósticos de
falhas e de controle de emissões de poluentes. O analisador de gases utilizado
no experimento é da marca Sun, modelo PGA-500, número de série 40A-1009
(Fig. 3.18).
Capítulo 3 - Aparato Experimental 43
Figura 3.18 - Analisador de gases utilizado no experimento
Este analisador de gases é uma unidade que possibilita medições de rotação,
temperatura de óleo, fator lambda (l) (razão ar-combustível real com relação à
razão ar-combustível estequiométrica), razão ar-combustível (AC), oxigênio
(O
2
), monóxido de carbono (CO), dióxido de carbono (CO
2
), hidrocarbonetos
(HC), CO corrigido e diluição (CO + CO
2
) de motores. A operação do sistema e
a visualização dos resultados foram feitas por meio de um computador onde o
software do analisador de gases foi instalado (Fig’s. 3.19 e 3.20).
Figura 3.19 - Analisador de gases e computador com software de operação
Capítulo 3 - Aparato Experimental 44
Figura 3.20 - Tela do supervisório do analisador de gases
O analisador de gases possui uma sonda que é instalada no conduto de
exaustão do motor em teste (salienta-se aqui que o conduto de exaustão do
motor utilizado apresenta a mesma configuração daquele existente nos
veículos que utilizam este tipo de motor).
Através do analisador de gases foi possível comparar os índices de emissões
de poluentes do motor de combustão interna com e sem o sistema de
refrigeração por absorção adaptado ao seu sistema de exaustão.
3.6 - Sistema de Aquisição de Dados
No sistema de aquisição de dados utilizado foi empregado o software LabView
(versão 7) e uma placa de aquisição de dados modelo PCI-MIO-16E-1, da
marca National Instruments.
O sistema de aquisição monitorava as temperaturas e a umidade relativa no
interior do refrigerador, a temperatura do GLP utilizado no sistema de
combustão do refrigerador, as temperaturas dos gases de combustão do GLP à
saída do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção,
as temperaturas dos gases de exaustão do motor de combustão interna à
entrada e à saída do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção e a vazão volumétrica de combustível consumida pelo motor.
45
Capítulo 4
METODOLOGIA
O objetivo neste trabalho, conforme mencionado no Capítulo 1, foi avaliar o
desempenho de um sistema de refrigeração por absorção adaptado ao sistema
de exaustão de um motor de combustão interna e os impactos desta adaptação
no desempenho do motor. Neste capítulo são apresentadas a metodologia
utilizada para realização dos experimentos e a modelagem matemática
desenvolvida, a qual permitiu, juntamente com os dados obtidos
experimentalmente, avaliar tal desempenho.
A metodologia para avaliação do desempenho do sistema de refrigeração por
absorção é descrita separadamente daquela para avaliação do desempenho do
motor de combustão interna.
O cálculo das incertezas mencionadas neste capítulo é apresentado no
Apêndice 1.
4.1 - Metodologia Experimental
Foram realizados, inicialmente, testes com o sistema de refrigeração por
absorção de um refrigerador funcionando com sua fonte de energia original, ou
seja, os gases de combustão de GLP. O procedimento experimental adotado
para estes testes é descrito a seguir.
Aproximadamente 30 minutos antes do início de cada teste a porta do
refrigerador era aberta com o objetivo de homogeneizar as temperaturas do ar
interno e ambiente.
Em seqüência, a porta do refrigerador era fechada e o ar condicionado do
ambiente onde seriam realizados os testes era ligado (e assim mantido até o
final dos testes) com o objetivo de abaixar a temperatura local e, por
Capítulo 4 - Metodologia 46
conseqüência, reduzir as trocas de energia na forma de calor entre os
ambientes externo e interno ao refrigerador. Além disso, buscava-se uma
temperatura homogênea e controlada do ambiente.
Decorrido este tempo inicial o refrigerador era, então, ligado através do
acendimento do seu queimador, iniciando o processo de refrigeração.
Simultaneamente a este processo era realizada a aquisição de dados
referentes a todo o sistema, sendo medidos e registrados os seguintes
parâmetros: temperaturas no espaço refrigerado (através da inserção de 3
sensores na região interna do refrigerador com o objetivo de se determinar uma
temperatura média), umidade relativa no espaço refrigerado, temperatura
ambiente (fora do refrigerador), pressão atmosférica local, vazão volumétrica
do GLP consumido pelo refrigerador, pressão e temperatura do GLP no ponto
de medição da sua vazão volumétrica, temperatura dos gases de combustão
do GLP à saída do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção e temperatura da parede do isolante do trocador de calor (gerador)
do sistema de refrigeração por absorção.
Inicialmente estes parâmetros eram medidos a cada 6 segundos. Após a
realização de testes preliminares foi verificado que não era necessária a
realização de medições com tal periodicidade, visto que a variação dos
parâmetros não era relevante neste intervalo de tempo, o qual foi alterado para
30 segundos.
Durante os testes foi feita também a análise química dos gases de combustão
com o objetivo de se determinar a composição química real do GLP, sendo
esta análise necessária para avaliação do sistema de refrigeração, conforme
será apresentado adiante. O analisador de gases realizava a medição dos
seguintes parâmetros referentes aos gases de combustão do GLP: CO
2
, CO,
O
2
e HC.
Com estas medições e com a modelagem matemática do processo
(apresentada ao longo deste capítulo) foi possível avaliar o desempenho do
sistema de refrigeração por absorção tendo como fonte de energia os gases de
combustão de GLP.
A segunda fase dos testes compreendeu a avaliação do sistema de
refrigeração por absorção utilizando como fonte de energia os gases de
Capítulo 4 - Metodologia 47
exaustão de um motor de combustão interna.
O motor de combustão interna foi montado no dinamômetro sendo adaptada no
sistema de exaustão deste motor, após o catalisador, a tubulação que conduzia
os gases de exaustão para o trocador de calor do refrigerador (gerador) (Fig.
3.2).
Os gases foram direcionados para o trocador de calor do refrigerador (gerador)
após o catalisador, e não antes, por dois motivos. O primeiro é que a
temperatura dos gases de exaustão após o catalisador ainda era relativamente
alta para ser utilizada no sistema de refrigeração por absorção. O segundo é
que desta forma não se corria o risco de serem prejudicados os índices de
emissões de poluentes do motor, visto que o catalisador necessita que os
gases estejam em determinado nível de temperatura para garantir a correção
dos parâmetros inadequados de emissões, o que poderia ser afetado se fosse
retirada energia destes gases pelo sistema de refrigeração por absorção antes
deles passarem pelo catalisador.
Nesta segunda etapa prosseguia-se medindo as temperaturas e a umidade
relativa no espaço refrigerado, a temperatura ambiente, a pressão atmosférica
local e a temperatura da parede do isolante do trocador de calor (gerador) do
sistema de refrigeração por absorção.
A temperatura dos gases de exaustão do motor de combustão interna à
entrada e à saída do trocador de calor do refrigerador (gerador) também foram
medidas com o objetivo de avaliar a taxa de fornecimento de energia destes
para o sistema de refrigeração por absorção.
A análise química dos gases de exaustão do motor de combustão interna foi
realizada tendo em vista a definição da composição química real do
combustível utilizado pelo motor (no caso gasolina).
Além destes parâmetros eram medidas, através do dinamômetro, com o
objetivo de avaliar o desempenho do motor de combustão interna, a força
desenvolvida, a vazão volumétrica de combustível (gasolina) e a rotação do
motor.
De posse destes dados foi possível avaliar o desempenho do sistema de
refrigeração por absorção tendo como fonte de energia os gases de exaustão
Capítulo 4 - Metodologia 48
do motor de combustão interna.
4.2 - Avaliação do Desempenho do Sistema de Refrigeração por
Absorção
Para avaliação do desempenho do sistema de refrigeração por absorção foi
utilizado o seu coeficiente de desempenho (COP), o qual representa a razão
entre a capacidade de refrigeração do sistema
÷
ø
ö
ç
è
æ
ãorefrigeraç
Q
&
e a taxa de
fornecimento de energia para seu funcionamento
(
)
fornecido
Q
&
. Assim, a Eq.
(4.1) representa o COP (Moran e Shapiro, 1999):
fornecido
Q
ãorefrigeraç
Q
COP
&
&
= (4.1)
Essa avaliação foi feita em duas fases: na primeira utilizando como fonte de
energia gases de combustão de GLP e na segunda utilizando gases de
exaustão do motor de combustão interna.
4.2.1 - Avaliação do Sistema de Refrigeração por Absorção tendo como
Fonte de Energia Gases de Combustão de GLP (1ª fase)
Neste caso a Eq. (4.1) pode ser reescrita como:
gcGLP
Q
ãorefrigeraç
Q
COP
&
&
= (4.2)
onde:
ãorefrigeraç
Q
&
: capacidade de refrigeração do sistema de refrigeração por
absorção tendo como fonte de energia gases de combustão de GLP;
gcGLP
Q
&
: taxa de fornecimento de energia dos gases de combustão de GLP
para o sistema de refrigeração por absorção.
Capítulo 4 - Metodologia 49
4.2.1.1 - Cálculo da Capacidade de Refrigeração do Sistema de
Refrigeração por Absorção tendo como Fonte de Energia Gases de
Combustão de GLP
÷
ø
ö
ç
è
æ
ãorefrigeraç
Q
&
Aplicando a 1ª Lei da Termodinâmica (Conservação de Energia) ao sistema
termodinâmico compreendendo o espaço refrigerado (região interna do
refrigerador excluindo a serpentina do evaporador), obtém-se a Eq. (4.3)
(Moran e Shapiro, 1999):
WΣQΣ
dt
dU
&&
-= (4.3)
onde:
dt
dU
: taxa de variação da energia interna do sistema;
QΣ
&
: taxa líquida de entrada de energia no sistema na forma de calor;
WΣ
&
: taxa líquida de saída de energia do sistema na forma de trabalho.
Esclarece-se aqui que foram desprezadas as trocas de ar do espaço
refrigerado com o meio externo ao mesmo (infiltrações e vazamentos), tendo
em vista o bom isolamento conseguido entre estes ambientes, justificando a
adoção de um sistema termodinâmico (e não de um volume de controle) para
análise. Além disso foram desprezadas as variações de energia cinética e
potencial do sistema.
Sabendo-se que Σ 0WS =
&
(não há deslocamento das fronteiras do sistema
termodinâmico em análise), a Eq. (4.3) se torna:
QΣ
dt
dU
&
= (4.4)
A avaliação da taxa de variação da energia interna do sistema foi feita
considerando-se que no intervalo de tempo entre uma medição e a medição
subseqüente ( ∆t ) a energia interna do sistema varia linearmente, o que permite
estabelecer a Eq. (4.5):
∆t
i
U-
f
U
dt
dU
@ (4.5)
Capítulo 4 - Metodologia 50
onde:
f
U : energia interna do sistema no instante final;
i
U : energia interna do sistema no instante inicial.
Ressalta-se que foram feitas várias medições seqüencialmente, sendo os
valores referentes ao instante final de um período considerados como valores
referentes ao instante inicial do período subseqüente.
Tem-se ainda que:
ãorefrigeraç
Q
paredes
QQΣ
&&&
-= (4.6)
onde:
paredes
Q
&
: taxa de transferência de calor do meio externo ao espaço refrigerado
para o espaço refrigerado através das paredes que separam estes
ambientes (o espaço refrigerado está a uma temperatura inferior à
temperatura do meio externo ao mesmo, fazendo com que a transferência
de calor se dê no sentido mencionado).
Levando as Eq’s. (4.5) e (4.6) na Eq. (4.4) obtém-se:
ãorefrigeraç
Q
paredes
Q
∆t
i
U-
f
U
&&
-= (4.7)
Ou:
∆t
i
U-
f
U
paredes
Q
ãorefrigeraç
Q -=
&&
(4.8)
A determinação de
paredes
Q
&
foi feita a partir das seguintes considerações:
- a transferência de calor do meio externo ao espaço refrigerado para o espaço
refrigerado, através das paredes que separam estes ambientes, se dá por
radiação e por convecção natural entre o ar atmosférico e o lado externo das
paredes, e por convecção natural entre o lado interno das paredes e o ar
interno ao espaço refrigerado;
- a transferência de calor por condução nas paredes se dá
unidimensionalmente, na direção perpendicular às mesmas;
Capítulo 4 - Metodologia 51
- a transferência de calor pela parte de baixo do espaço refrigerado é
desprezível, tendo em vista que o mesmo está apoiado no solo.
Incropera e Dewitt (1998) e Özisik (1985) apresentam as seguintes correlações
empíricas de convecção livre em escoamentos externos (Eq’s. (4.9) a (4.12)):
L
k
L
Nu
h
f
´
= (4.9)
onde:
h
: coeficiente convectivo médio de transferência de calor;
L
Nu : número de Nusselt médio;
f
k : condutividade térmica do meio (valor tabelado - Incropera e Dewitt, 1998);
L
: comprimento característico da geometria (medido).
Para placas verticais:
9
4
16
9
Pr
0,492
1
4
1
L
Ra0,670
0,68
L
uN
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
÷
ø
ö
ç
è
æ
+
´
+= (para
9
10
L
Ra £ ) (4.10)
onde:
L
Ra : número de Rayleigh;
Pr
: número de Prandtl (valor tabelado - Incropera e Dewitt, 1998).
Para placas horizontais:
4
1
L
Ra0,27
L
uN ´= (para
105
10
L
Ra10 ££ ) (4.11)
αν
f
T
3
LT
sup
Tg
L
Ra
´´
´
¥
-´
= (4.12)
onde:
Capítulo 4 - Metodologia 52
g
: aceleração da gravidade
÷
÷
ø
ö
ç
ç
è
æ
2
s
m
9,81
;
sup
T : temperatura da superfície;
¥
T : temperatura do meio;
f
T : temperatura do filme (temperatura média entre as temperaturas do meio e
da superfície);
ν
: viscosidade cinemática do meio (valor tabelado - Incropera e Dewitt, 1998);
α
: difusividade térmica do meio (valor tabelado - Incropera e Dewitt, 1998).
As temperaturas dos meios interno e externo ao espaço refrigerado foram
medidas durante o processo, enquanto que as temperaturas das superfícies
interna e externa foram definidas por um processo iterativo a partir das
temperaturas dos meios interno e externo ao espaço refrigerado e das
equações de transferência de calor, de forma que a taxa de transferência de
calor fosse a mesma do meio externo ao espaço refrigerado para o lado
externo das paredes, do lado externo para o lado interno das paredes e do lado
interno das paredes para o espaço refrigerado.
Com as Eq’s. (4.9) a (4.12) foram, então, calculados os coeficientes
convectivos médios de transferência de calor e a partir destes determinadas as
taxas de transferência de calor por convecção natural entre o ar atmosférico e
o lado externo das paredes do refrigerador
÷
ø
ö
ç
è
æ
externoconvecção,
Q
&
, e entre o
lado interno das paredes do refrigerador e o ar interno ao espaço refrigerado
÷
ø
ö
ç
è
æ
internoconvecção,
Q
&
. Isto foi feito utilizando-se a Lei do Resfriamento de
Newton (Incropera e Dewitt, 1998; Özisik,1985):
¥
-´´= T
sup
TAh
convecção
Q
&
(4.13)
onde:
A
: área da superfície de troca de calor.
Foram medidas as áreas das superfícies lateral e superior de troca de calor do
Capítulo 4 - Metodologia 53
refrigerador, para as quais foram obtidos os valores de (2,1423 ± 0,0025) m
2
e
(0,2321 ± 0,0008) m
2
, respectivamente.
Para calcular a taxa líquida de transferência de calor por radiação entre a
vizinhança e o lado externo das paredes do refrigerador
÷
ø
ö
ç
è
æ
radiação
Q
&
foi
utilizada a Eq. (4.14) conforme Incropera e Dewitt (1998) e Özisik (1985):
4
viz
T
4
sup
TAσε
radiação
Q -´´´=
&
(4.14)
onde:
ε
: emissividade da superfície;
σ
: constante de Stefan-Boltzmann
÷
÷
ø
ö
ç
ç
è
æ
´
-
´
4
K
2
m
W
8
105,67
(Incropera e Dewitt,
1998);
viz
T : temperatura da vizinhança (considerada igual à do ar atmosférico).
A emissividade da superfície foi determinada a partir do ajuste da temperatura
medida com um pirômetro ótico (o qual exige a regulagem para a emissividade
da superfície que se deseja medir a temperatura) com a temperatura real da
superfície medida através de um termopar. Obteve-se o valor de (0,950 ±
0,006).
Para determinar a taxa de transferência de calor por condução nas paredes do
refrigerador
÷
ø
ö
ç
è
æ
condução
Q
&
foi utilizada a Lei de Fourier (Incropera e Dewitt,
1998):
e
∆ T
Ak
condução
Q ´´=
&
(4.15)
onde:
k
: condutividade térmica do material que constitui a parede do refrigerador
(conforme fabricante da geladeira: 0,040
K
m
W
´
);
∆
T: diferença de temperatura entre os lados externo e interno das paredes do
refrigerador;
Capítulo 4 - Metodologia 54
e
: espessura da parede do refrigerador.
A espessura da parede do refrigerador foi medida, obtendo-se o valor de
(0,0747 ± 0,0006) m.
Com os valores de
externoconvecção,
Q
&
,
internoconvecção,
Q
&
,
radiação
Q
&
e
condução
Q
&
foi possível determinar o valor de
paredes
Q
&
a partir do conceito de
que a taxa de transferência de calor é constante desde o meio externo ao
espaço refrigerado até o meio interno ao mesmo.
A energia interna do sistema termodinâmico em análise em determinado
instante
(
)
U é dada por:
l
u
l
m
v
u
v
m
ar
u
ar
mU ´+´+´= (4.16)
onde:
m
: massa;
u
: energia interna específica;
ar
: ar seco interno ao espaço refrigerado;
v
: vapor d’água interno ao espaço refrigerado;
l
: água líquida interna ao espaço refrigerado.
Foi considerado que a mistura ar seco + vapor d’água dentro do espaço
refrigerado se comporta como gás ideal (Moran e Shapiro, 1999; Wylen et al.,
1998).
Com esta consideração e em posse dos valores de umidade relativa (
ϕ
) e
temperatura (
T
) no espaço refrigerado medidos durante o processo foram
feitos os seguintes cálculos (Eq’s. (4.17) e (4.18)):
g
p
v
p
ϕ = (4.17)
onde:
v
p : pressão parcial do vapor d’água na mistura;
Capítulo 4 - Metodologia 55
g
p : pressão de saturação do vapor d’água à temperatura (
T
) medida (valor
tabelado - Moran e Shapiro, 1999).
v
pp
ar
p -= (4.18)
onde:
ar
p : pressão parcial do ar seco na mistura;
p
: pressão no espaço refrigerado ou pressão da mistura ar seco + vapor
d’água.
A pressão no espaço refrigerado (
p
) foi considerada, no início do processo,
como sendo igual à pressão atmosférica, a qual foi medida com um barômetro.
Ao longo do processo esta pressão foi calculada a partir das pressões parciais
do ar seco e do vapor d’água.
Foi medido o volume do espaço refrigerado (V ), para o qual se obteve o valor
de (0,2635 ± 0,0017) m
3
. Foi considerado, ainda, que no início do experimento
não há água líquida no interior do espaço refrigerado, ou seja, no início do
experimento 0
l
m = . Assim foi possível calcular as massas de ar seco
(
)
ar
m e
de vapor d’água
(
)
v
m dentro do espaço refrigerado (Eq’s. (4.19) e (4.20)):
T
ar
R
V
ar
p
ar
m
´
´
= (4.19)
onde:
ar
R : constante do ar seco
÷
÷
ø
ö
ç
ç
è
æ
´
=
Kkg
J
287
ar
R (Moran e Shapiro, 1999).
T
v
R
V
v
p
v
m
´
´
= (4.20)
onde:
v
R : constante do vapor d’água
÷
÷
ø
ö
ç
ç
è
æ
´
=
Kkg
J
52,614
v
R (Moran e Shapiro, 1999).
A massa de água líquida que vai se formando no interior do espaço refrigerado
Capítulo 4 - Metodologia 56
à medida que o processo se desenvolve foi calculada através da variação da
massa de vapor d’água entre uma medição e a medição subseqüente, tendo
em vista que é parte desta massa de vapor d’água que se transforma em água
líquida.
O valor da variação da energia interna específica do ar seco interno ao espaço
refrigerado
(
)
ar
∆u foi determinado a partir da Eq. (4.21) e considerando-se que
o calor específico a volume constante do ar seco
÷
ø
ö
ç
è
æ
arv,
c é constante durante
todo o processo e igual a 716,5
Kkg
J
´
(Heywood, 1988; Wylen et al., 1998):
(
)
i
T
f
T
arv,
c
ar
∆u -´= (4.21)
onde:
f
T : temperatura da mistura ar seco + vapor d’água ao final de um período;
i
T : temperatura da mistura ar seco + vapor d’água no início de um período.
A energia interna específica do vapor d’água interno ao espaço refrigerado
(
)
v
u foi determinada através de tabelas termodinâmicas considerando-se que
seu valor é correspondente ao do vapor saturado à mesma temperatura (Moran
e Shapiro, 1999; Wylen et al., 1998).
A energia interna específica da água líquida interna ao espaço refrigerado
(
)
l
u
foi determinada através de tabelas termodinâmicas considerando-se que seu
valor é o mesmo que aquele do líquido saturado à mesma temperatura (Moran
e Shapiro, 1999; Wylen et al., 1998).
4.2.1.2 - Cálculo da Taxa de Fornecimento de Energia dos Gases de
Combustão de GLP para o Sistema de Refrigeração por Absorção
÷
ø
ö
ç
è
æ
gcGLP
Q
&
A taxa de fornecimento de energia dos gases de combustão de GLP para o
sistema de refrigeração por absorção
÷
ø
ö
ç
è
æ
gcGLP
Q
&
é dada por:
Capítulo 4 - Metodologia 57
isolante
Q
gcGLPs,
h
GLPgc
m
ar
h
excessoar,
m
GLP
PCI
GLP
m
gcGLP
Q
&
&&&
&
-´-´+´=
(4.22)
onde:
GLP
m
&
: vazão mássica de GLP;
GLP
PCI : poder calorífico inferior do GLP;
excessoar,
m
&
: vazão mássica de ar em excesso, ou seja, ar além da quantidade
estequiométrica para combustão do GLP;
ar
h : entalpia específica do ar à temperatura ambiente (valor tabelado - Wylen
et al., 1998);
gcGLP
m
&
: vazão mássica dos gases de combustão de GLP;
gcGLPs,
h : entalpia específica dos gases de combustão de GLP à saída do
trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção;
isolante
Q
&
: taxa de perda de energia na forma de calor pelas paredes do
isolante do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção.
Vale ressaltar que nem toda a energia liberada pelos gases de combustão de
GLP durante a passagem destes pelo trocador de calor (gerador) é recebida
pela solução amônia - água do sistema de refrigeração, visto que parte desta
energia é perdida pelas paredes do isolante do trocador de calor
(
)
isolante
Q
&
.
A vazão mássica de GLP é dada por:
GLP
Q
GLP
ρ
GLP
m ´=
&
(4.23)
onde:
GLP
ρ : massa específica do GLP no ponto de medição da sua vazão
volumétrica;
GLP
Q : vazão volumétrica de GLP.
Considerando-se que o GLP se comporta como gás ideal, tem-se que:
Capítulo 4 - Metodologia 58
GLP
T
GLP
R
GLP
p
GLP
ρ
´
= (4.24)
onde:
GLP
p : pressão absoluta do GLP no ponto de medição da sua vazão
volumétrica;
GLP
R : constante do GLP;
GLP
T : temperatura do GLP no ponto de medição da sua vazão volumétrica.
Na mangueira por onde escoa GLP (antes da combustão) foram instalados um
medidor de vazão volumétrica (rotâmetro), um manômetro de coluna d’água e
um sensor de temperatura (termopar), a partir dos quais foi possível medir o
valor de alguns dos parâmetros (
GLP
Q ,
GLP
p e
GLP
T , respectivamente)
necessários para determinação da vazão mássica de GLP. Foram obtidos os
valores de (3,677 ± 0,227) x 10
-6
s
3
m
, (93770 ± 77) Pa e (294,3 ± 0,6) K,
respectivamente.
A constante do GLP
(
)
GLP
R pode ser determinada pela seguinte equação
(Moran e Shapiro, 1999; Wylen et al., 1998):
GLP
M
R
GLP
R = (4.25)
onde:
R
: constante universal dos gases
÷
ø
ö
ç
è
æ
´
=
Kkmol
J
5,8314R
(Moran e Shapiro,
1999; Wylen et al., 1998);
GLP
M : massa molecular do GLP.
O balanço químico do processo de combustão do GLP, sabendo que sua
composição química é propano (C
3
H
8
) e butano (C
4
H
10
) é (Heywood, 1988):
Capítulo 4 - Metodologia 59
HCi
2
OhCOg
aparente
NfO
2
He
2
COd
aparente
N3,773
2
Oc
10
H
4
Cb
8
H
3
Ca
´+´+´+´+´+´®
®
÷
ø
ö
ç
è
æ
´+´+´+´
(4.26)
Deste balanço obtém-se:
i-h-g-d-1f
fc3,773
h2ged2c2
ie2b10a8
igdb4a3
=
=´
´+++´=´
+´=´+´
+
+
=
´
+
´
(4.27)
Através da análise química (em base seca) dos gases de combustão de GLP
foram verificados os valores dos parâmetros d, g, h e i, e com estes valores
definiu-se a proporção (através dos parâmetros a e b), em base molar, de
propano (C
3
H
8
) e butano (C
4
H
10
) no GLP.
As massas moleculares do propano (C
3
H
8
) e do butano (C
4
H
10
) são,
respectivamente, 44,094
kmol
kg
e 58,124
kmol
kg
(Moran e Shapiro, 1999). Como
a composição química do GLP, conforme análise química, é de
÷
ø
ö
ç
è
æ
´
+
100
ba
a
%
de propano e de
÷
ø
ö
ç
è
æ
´
+
100
ba
b
% de butano, a massa molecular do GLP pode
ser dada por (Moran e Shapiro, 1999; Wylen et al., 1998):
58,124
b
a
b
44,094
b
a
a
GLP
M ´
+
+´
+
= (4.28)
Para o poder calorífico inferior do GLP foi utilizado o valor de 46,07
kg
MJ
(Ashrae, 1997).
A entalpia específica do ar foi determinada com auxílio de tabelas
termodinâmicas (Moran e Shapiro, 1999) a partir das temperaturas medidas do
meio externo ao refrigerador.
Através da análise química dos gases de combustão de GLP também foi
possível determinar a vazão mássica dos gases de combustão de GLP
÷
ø
ö
ç
è
æ
gcGLP
m
&
:
Capítulo 4 - Metodologia 60
(
)
GLP
AC1
GLP
m
gcGLP
m +´=
&&
(4.29)
onde:
GLP
AC : razão ar-combustível do processo de combustão do GLP.
A razão ar-combustível do processo de combustão do GLP é dada por
(Heywood, 1988):
(
)
58,124b44,094a
ar
M3,761c
GLP
AC
´+´
´+´
= (4.30)
onde:
ar
M : massa molecular média do ar
÷
ø
ö
ç
è
æ
=
kmol
kg
962,28
ar
M
(Heywood, 1988).
A determinação da vazão mássica de ar em excesso (ar além da quantidade
estequiométrica para combustão do GLP) foi feita através do balanço químico
para um processo de combustão estequiométrica do GLP (Heywood, 1988):
aparente
NmO
2
Hl
2
COk
aparente
N3,773
2
Oj
10
H
4
Cb
8
H
3
Ca
´+´+´®
®
÷
ø
ö
ç
è
æ
´+´+´+´
(4.31)
Deste balanço obtém-se:
mj3,773
lk2j2
l2b10a8
kb4a3
=´
+´=´
´=´+´
=
´
+
´
(4.32)
Como o valor dos parâmetros a e b já eram conhecidos através da análise
química dos gases de combustão de GLP, foi possível determinar o valor do
parâmetro j, e com este valor calculou-se a razão ar-combustível
estequiométrica do processo de combustão do GLP (Heywood, 1988):
(
)
58,124b44,094a
ar
M3,761j
tricaGLPestequiomé
AC
´+´
´+´
= (4.33)
onde:
tricaGLPestequiomé
AC : razão ar-combustível estequiométrica do processo de
Capítulo 4 - Metodologia 61
combustão do GLP.
A vazão mássica de ar em excesso foi então calculada:
÷
ø
ö
ç
è
æ
´=
tricaGLPestequiomé
AC-
GLP
AC
GLP
m
excessoar,
m
&&
(4.34)
Considerando-se que os gases de combustão de GLP se comportam como
gases ideais, a entalpia específica dos mesmos à saída do trocador de calor
(gerador) do sistema de refrigeração por absorção foi determinada com auxílio
de tabelas (Heywood, 1988) a partir da sua temperatura (a qual foi medida
obtendo-se o valor de (467,0 ± 0,6) K) e da sua composição química, conforme
Eq. (4.35):
HC
h
HC
f
O
h
O
f
CO
h
CO
f
N
h
N
f
OH
h
OH
f
CO
h
CO
f
gcGLPs,
h
22
2aparente2222
´+´+´+
+
´
+
´
+
´
=
(4.35)
onde:
f
: fração (percentual) do componente nos gases de combustão do GLP;
h
: entalpia específica do componente (valor tabelado - Heywood, 1988);
CO
2
, H
2
O, N
aparente
/ N
2
, CO, O
2
e HC: componentes dos gases de combustão
do GLP.
A determinação de
isolante
Q
&
foi feita a partir das seguintes considerações:
- a transferência de calor das paredes externas do isolante do trocador de calor
(gerador) do sistema de refrigeração por absorção para o ambiente se dá
por radiação e por convecção natural;
- a transferência de calor pela parte de baixo do isolante é desprezível, tendo
em vista que esta área não é aquecida.
Foram utilizadas então as Eq’s. (4.9) a (4.14) para determinar as taxas de
transferência de calor por convecção
÷
ø
ö
ç
è
æ
isolanteconvecção,
Q
&
e por radiação
÷
ø
ö
ç
è
æ
isolanteradiação,
Q
&
do isolante para o meio. Com os valores destes
parâmetros foi possível determinar a taxa de transferência de calor do isolante
para o meio
(
)
isolante
Q
&
através da Eq. (4.36):
Capítulo 4 - Metodologia 62
isolanteradiação,
Q
isolanteconvecção,
Q
isolanteconvecção,
Q
isolanteradiação,
Q
isolante
Q
&&
&&
&
+
´
= (4.36)
As temperaturas da superfície do isolante foram medidas durante o processo.
Foram medidas as áreas das superfícies lateral e superior de troca de calor do
isolante, para as quais foram obtidos os valores de (0,2700 ± 0,0008) m
2
e
(0,0157 ± 0,0008) m
2
, respectivamente.
A emissividade da superfície do isolante foi determinada a partir do ajuste da
temperatura medida com um pirômetro ótico (o qual exige a regulagem para a
emissividade da superfície que se deseja medir a temperatura) com a
temperatura real da superfície medida através de um termopar. Obteve-se o
valor de (0,850 ± 0,006).
4.2.2 - Avaliação do Sistema de Refrigeração por Absorção tendo como
Fonte de Energia Gases de Exaustão do Motor de Combustão Interna (2ª
fase)
Também foi avaliado o coeficiente de desempenho do sistema de refrigeração
por absorção tendo como fonte de energia gases de exaustão do motor de
combustão interna, o qual é dado por:
tãogasesexaus
Q
ãorefrigeraç
Q
COP
&
&
= (4.37)
onde:
ãorefrigeraç
Q
&
: capacidade de refrigeração do sistema de refrigeração por
absorção tendo como fonte de energia gases de exaustão do motor de
combustão interna;
tãogasesexaus
Q
&
: taxa de fornecimento de energia dos gases de exaustão do
motor de combustão interna para o sistema de refrigeração por absorção.
Capítulo 4 - Metodologia 63
4.2.2.1 - Cálculo da Capacidade de Refrigeração do Sistema de
Refrigeração por Absorção tendo como Fonte de Energia Gases de
Exaustão do Motor de Combustão Interna
÷
ø
ö
ç
è
æ
ãorefrigeraç
Q
&
O procedimento adotado para determinação da capacidade de refrigeração do
sistema de refrigeração por absorção tendo como fonte de energia gases de
exaustão do motor de combustão interna é análogo ao descrito no tópico
4.2.1.1.
4.2.2.2 - Cálculo da Taxa de Fornecimento de Energia dos Gases de
Exaustão do Motor de Combustão Interna para o Sistema de Refrigeração
por Absorção
÷
ø
ö
ç
è
æ
tãogasesexaus
Q
&
A taxa de fornecimento de energia dos gases de exaustão do motor de
combustão interna para o sistema de refrigeração por absorção
÷
ø
ö
ç
è
æ
tãogasesexaus
Q
&
é dada por:
isolante
Q
ges,
h
gee,
h
ge
m
tãogasesexaus
Q
&
&
&
-
÷
ø
ö
ç
è
æ
-´= (4.38)
onde:
ge
m
&
: vazão mássica dos gases de exaustão do motor de combustão interna;
gee,
h : entalpia específica dos gases de exaustão do motor de combustão
interna à entrada do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração
por absorção;
ges,
h : entalpia específica dos gases de exaustão do motor de combustão
interna à saída do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção;
isolante
Q
&
: taxa de perda de energia na forma de calor pelas paredes do
isolante do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção.
Vale lembrar que nem toda a energia liberada pelos gases de exaustão do
Capítulo 4 - Metodologia 64
motor de combustão interna durante a passagem destes pelo trocador de calor
(gerador) é recebida pela solução amônia - água do sistema de refrigeração,
visto que parte desta energia é perdida pelas paredes do isolante do trocador
de calor
(
)
isolante
Q
&
.
A vazão mássica dos gases de exaustão do motor de combustão interna foi
determinada a partir da vazão volumétrica de combustível (gasolina), a qual foi
medida, e da análise química dos gases de exaustão, através da Eq. (4.39):
÷
ø
ö
ç
è
æ
+´´=
gasolina
AC1
gasolina
Q
gasolina
ρ
ge
m
&
(4.39)
onde:
gasolina
ρ : massa específica da gasolina;
gasolina
Q : vazão volumétrica da gasolina;
gasolina
AC : razão ar-combustível do processo de combustão da gasolina.
A massa específica da gasolina utilizada foi determinada através de um
densímetro, tendo sido obtido o valor de (760,0 ± 7,2)
3
m
kg
.
As vazões volumétricas de gasolina foram medidas, para as quais foram
obtidos os valores de (3,64 ± 0,05) x 10
-7
, (2,37 ± 0,05) x 10
-6
, (2,36 ± 0,05) x
10
-6
e (2,32 ± 0,05) x 10
-6
s
3
m
respectivamente para 25, 50, 75 e 100% de
abertura da válvula borboleta do sistema de admissão.
O balanço químico do processo de combustão da gasolina, sabendo que sua
composição química é hidrocarboneto (C
x
H
y
), é (Heywood, 1988):
HCg
2
OfCOe
aparente
NdO
2
Hc
2
COb
aparente
N3,773
2
Oa
y
H
x
C
´+´+´+´+´+´®
®
÷
ø
ö
ç
è
æ
´+´+
(4.40)
Deste balanço obtém-se:
Capítulo 4 - Metodologia 65
g-f-e-b-1d
da3,773
f2ecb2a2
gc2y
gebx
=
=´
´+++´=´
+´=
+
+
=
(4.41)
Através da análise química (em base seca) dos gases de exaustão do motor de
combustão interna foram verificados os valores dos parâmetros b, e, f e g, e
com estes valores definiu-se a composição química da gasolina utilizada e
determinou-se o valor da razão ar-combustível do processo de combustão da
gasolina (Heywood, 1988):
(
)
1y12x
ar
M3,761a
gasolina
AC
´+´
´+´
= (4.42)
Considerando-se que os gases de exaustão do motor de combustão interna se
comportam como gases ideais, a entalpia específica dos mesmos à entrada e à
saída do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção
foi determinada com auxílio de tabelas (Heywood, 1988) a partir das suas
temperaturas (as quais foram medidas obtendo-se os valores de 604, 639, 574
e 589 ± 0,6 K à entrada e 539, 587, 515 e 537 ± 0,6 K à saída, respectivamente
para 25, 50, 75 e 100% de abertura da válvula borboleta do sistema de
admissão) e da sua composição química, conforme a Eq. (4.35).
A determinação de
isolante
Q
&
foi feita conforme descrito no tópico 4.2.1.2.
4.3 - Avaliação do Desempenho do Motor de Combustão
Interna
Conforme proposto, foi verificado também o desempenho do motor de
combustão interna utilizado nos testes com o sistema de refrigeração por
absorção.
A análise foi desenvolvida para várias condições de carga e rotação do motor.
A carga aplicada ao motor foi determinada pela abertura da válvula borboleta
do sistema de admissão. Os testes foram feitos com a válvula borboleta aberta
25%, 50%, 75% e 100% (plena carga), com rotações de 1500 a 5500 rpm com
incrementos de 500 rpm.
Capítulo 4 - Metodologia 66
A Fig. 4.1 apresenta um esquema representando a análise desenvolvida.
MOTOR
DINAMÔMETRO
FORÇA ROTAÇÃO
VAZÃO
VOLUMÉTRICA
INFORMAÇÕES
TÉCNICAS
TORQUE
EFETIVO
POTÊNCIA
EFETIVA
CONSUMO
ESPECÍFICO
PRESSÃO MÉDIA
EFETIVA
VAZÃO
MÁSSICA
INFORMAÇÕES
DO COMBUSTÍVEL
INFORMAÇÕES
TÉCNICAS
Figura 4.1 - Esquema representando a análise desenvolvida
Os parâmetros avaliados foram torque efetivo, potência efetiva, pressão média
efetiva e consumo específico, os quais foram calculados através das Eq’s.
(4.43) a (4.46) (ABNT NBR ISO 5484, 1985; ABNT NBR ISO 1585, 1996):
d F
e
T ´= (4.43)
onde:
e
T : torque efetivo;
F
: força aplicada;
d : distância entre o ponto de aplicação da força e o centro do eixo do
dinamômetro (conforme manual do dinamômetro: 0,71619 m).
n
e
T π 2
e
P ´´´= (4.44)
onde:
Capítulo 4 - Metodologia 67
e
P : potência efetiva;
n
: rotação do eixo de manivelas.
i
d
V
e
T 4
n i
d
V
e
P 2
PME
´
´´
=
´´
´
=
π
(4.45)
onde:
PME: pressão média efetiva;
i
d
V ´
: cilindrada do motor (conforme fabricante do motor: 1,5807 x 10
-3 3
m
).
e
P
gasolina
Q
gasolina
ρ
e
P
gasolina
m
e
c
´
==
&
(4.46)
onde:
e
c
: consumo específico;
gasolina
m
&
: vazão mássica de gasolina;
gasolina
ρ : massa específica da gasolina;
gasolina
Q : vazão volumétrica da gasolina.
68
Capítulo 5
RESULTADOS
5.1 - Considerações Iniciais
Conforme já comentado, os experimentos foram realizados em duas fases: a
primeira utilizando gases de combustão de GLP como fonte de energia e a
segunda utilizando gases de exaustão de um motor de combustão interna. A
seguir são apresentados, separadamente, os resultados obtidos em cada uma
destas fases e os respectivos comentários acerca dos mesmos.
As análises de incertezas dos resultados são apresentadas no Apêndice 1.
5.2 - Apresentação dos Resultados Experimentais
5.2.1 - Resultados Obtidos para o Sistema de Refrigeração por Absorção
tendo como Fonte de Energia os Gases de Combustão de GLP (1ª fase)
Nesta etapa buscou-se conhecer o comportamento do sistema funcionando
com sua fonte de energia original (gases de combustão de GLP).
Conforme mencionado no Capítulo 3, sensores de temperatura foram
instalados no interior do refrigerador, sendo o sensor 1 instalado na parte
superior, o sensor 2 logo abaixo da serpentina do evaporador e o sensor 3 na
parte inferior (Fig’s. 3.3 e 3.4). Na Fig. 5.1 são apresentados os resultados
obtidos para as temperaturas internas do refrigerador. A escala de tempo inicia
no momento em que o queimador do sistema de combustão de GLP do
refrigerador é ligado.
Capítulo 5 - Resultados 69
Figura 5.1 - Temperaturas internas do refrigerador
Através da Fig. 5.1 verifica-se que a menor temperatura na região interna do
refrigerador foi obtida logo abaixo do evaporador, o que pode ser justificado
pela presença do ar resfriado pelo evaporador ter sua massa específica
aumentada, o que o faz se deslocar para a parte de baixo do refrigerador,
passando pelo sensor localizado logo abaixo do evaporador.
Na parte superior do refrigerador foram obtidas as maiores temperaturas
internas, justificadas pela concentração neste local de ar de menor massa
específica.
Para efeito de comparação dos resultados com gases de combustão de GLP e
com gases de exaustão do motor de combustão interna foi ainda representada
na Fig. 5.1 uma curva representativa da temperatura média na região interna
do refrigerador (“Tmeio,interna”).
As curvas de temperatura, conforme descrito na metodologia, apresentaram
uma redução até o ponto em que o sistema atingiu regime permanente, sendo
a fonte de energia posteriormente desligada. As temperaturas continuaram a
ser monitoradas até a nova condição de regime permanente (temperatura
Capítulo 5 - Resultados 70
ambiente).
A partir das informações obtidas no resfriamento do sistema, observou-se
ainda que o início da redução de temperatura no interior do refrigerador ocorreu
23 minutos após o começo dos testes (acendimento do queimador do sistema
de combustão de GLP do refrigerador). Após esse período transcorreram-se
aproximadamente 5,3 horas até que o sistema atingisse a menor temperatura,
igual a 270,5 K.
Após atingir a menor temperatura, momento em que o queimador foi desligado,
foram necessárias 7,7 horas para o sistema voltar à temperatura ambiente.
Conforme já mencionado, foram medidas as temperaturas no interior do
refrigerador (“Tmeio,interna”) e externa a ele (“Tmeio,externa”). A Fig. 5.2
mostra como estas temperaturas variaram com o tempo, além de apresentar a
temperatura de filme interna (“Tf,interna”), da superfície interna (“Tsup,interna”),
da superfície externa (“Tsup,externa”) e de filme externa (“Tf,externa”), as quais
foram obtidas através de balanços de energia conforme mostrado no Capítulo
4. As temperaturas de filme são definidas como a média aritmética entre a
temperatura da superfície e a temperatura do meio.
Figura 5.2 - Temperaturas internas e externas ao refrigerador
Capítulo 5 - Resultados 71
A Fig. 5.3 apresenta a evolução das taxas de transferência de calor ao longo
dos testes. Percebe-se que as taxas de transferência de calor aumentam à
medida que a temperatura no interior do refrigerador diminui, visto que é a
diferença de temperatura entre o ambiente e o espaço interno ao refrigerador
que funciona como força motriz para a transferência de calor.
Figura 5.3 - Taxas de transferência de calor no refrigerador
Para calcular as taxas de transferência de calor foram utilizadas as equações
apresentadas na metodologia (Capítulo 4).
É importante destacar que a maior taxa de transferência de calor foi por
radiação entre a vizinhança e a superfície lateral externa do refrigerador. Nesta
análise a justificativa do predomínio da radiação em relação à convecção é o
fato do coeficiente convectivo de transferência de calor entre o meio externo e
esta superfície ser baixo (Fig. 5.4) em função da convecção ser natural.
Capítulo 5 - Resultados 72
Figura 5.4 - Coeficientes convectivos de transferência de calor no refrigerador
Figura 5.5 - Taxas equivalentes de transferência de calor no refrigerador
Capítulo 5 - Resultados 73
A Fig. 5.5 mostra a comparação entre as taxas equivalentes de transferência
de calor da vizinhança até a superfície externa do refrigerador (“Qeq,externa”),
da superfície externa até a interna (“Qcondução”) e da superfície interna do
refrigerador até o meio interno (“Qeq,interna”). Percebe-se que as taxas são
praticamente as mesmas, o que indica um adequado balanço de energia. Para
efeito de análise foi utilizado o valor médio (“Qparedes”).
Na Fig. 5.6 é mostrada a variação da umidade relativa dentro do refrigerador
durante os testes. Observa-se uma brusca redução desta umidade a partir do
momento em que o sistema começa a apresentar diminuição de temperatura.
Essa redução atinge seu limite em 33,6%, a partir do qual aumenta até que o
regime permanente seja atingido e a fonte de energia seja desligada, momento
em que cresce até aproximadamente 91%.
Figura 5.6 - Umidade relativa dentro do refrigerador
A Fig. 5.7 mostra o comportamento da capacidade de refrigeração do
refrigerador ao longo dos testes, a qual aumenta à medida que a temperatura
do meio interno ao refrigerador diminui, atingindo o valor máximo de 17 W.
Capítulo 5 - Resultados 74
Figura 5.7 - Capacidade de refrigeração
A entalpia específica dos gases de combustão de GLP à saída do trocador de
calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção foi calculada conforme
a Eq. (4.35), para a qual se obteve o valor de
kg
kJ
177 .
A taxa de fornecimento de energia dos gases de combustão de GLP para o
sistema de refrigeração foi calculada conforme a Eq. (4.22), para a qual se
obteve o valor de 367 W.
A Fig. 5.8 mostra a evolução do coeficiente de desempenho do sistema de
refrigeração. Percebe-se que o máximo valor obtido foi de 0,047. Este valor
está coerente com o apresentado por Srikhirin et al. (2001).
Capítulo 5 - Resultados 75
Figura 5.8 - Coeficiente de desempenho do sistema de refrigeração
Conforme Chen et al. (1996), o coeficiente de desempenho (COP) do sistema
de refrigeração por absorção por difusão é baixo principalmente por três
motivos:
1º) o sistema utiliza fonte de energia com temperaturas da ordem de 200ºC e o
evaporador opera com temperaturas da ordem de -20ºC, o que faz com que
o COP de Carnot seja baixo;
2º) o gás auxiliar requer uma parcela da carga de refrigeração;
3º) o retificador perde energia na forma de calor diretamente para o ambiente.
5.2.2 - Resultados Obtidos para o Sistema de Refrigeração por Absorção
tendo como Fonte de Energia os Gases de Exaustão do Motor de
Combustão Interna (2ª fase)
Durante a realização dos testes envolvendo o refrigerador montado na
tubulação de exaustão do motor de combustão interna verificou-se que para
uma abertura da válvula borboleta do motor de 25% e rotações a partir de 2000
rpm a temperatura no interior do refrigerador começava a se elevar ao invés de
ser reduzida. Tal fato se deve ao excesso de energia transferida pelos gases
Capítulo 5 - Resultados 76
de exaustão ao fluido de refrigeração em função, principalmente, da alta
temperatura dos gases. Esta grande absorção de energia promoveu
superaquecimento, o que fez com que o fluido refrigerante atingisse uma
temperatura que não permitiu sua condensação ao passar pelo condensador
devido à elevada troca de calor sensível. Como conseqüência, ao atingir o
evaporador sua temperatura era maior que a temperatura no interior do
refrigerador, o que proporcionou uma troca de calor no sentido contrário ao
desejado, ou seja, a troca ocorreu do fluido refrigerante para o ar contido no
espaço interno ao refrigerador. Portanto, decidiu-se que os testes deveriam ser
realizados apenas com a rotação de 1500 rpm, pois com rotações superiores a
esta para qualquer abertura da válvula borboleta do motor ocorreria elevação
da temperatura no interior do refrigerador (visto que com o aumento da rotação
do motor a energia contida nos gases de exaustão seria maior).
A partir dos resultados obtidos, na rotação de 1500 rpm, para vazão mássica e
entalpia específica dos gases de exaustão do motor, foram calculadas as
potências disponíveis nestes gases considerando que os mesmos saíssem
para a atmosfera a 298 K, temperatura na qual a entalpia específica dos
componentes dos gases é zero (temperatura de referência). A Tab. 5.1 mostra
os valores obtidos.
Tabela 5.1 - Potência disponível nos gases de exaustão do
motor de combustão interna para uma rotação de 1500 rpm
Abertura da
válvula borboleta
do motor (%)
Vazão
mássica
÷
ø
ö
ç
è
æ
s
kg
Entalpia específica
à temperatura de
entrada no gerador
÷
÷
ø
ö
ç
ç
è
æ
kg
kJ
Potência
disponível
(kW)
25 4,11x10
-3
345 1,42
50 1,21x10
-2
386 4,67
75 2,41x10
-2
313 7,54
100 2,34x10
-2
330 7,72
Capítulo 5 - Resultados 77
A seguir são apresentados os resultados obtidos com o motor na rotação de
1500 rpm para as aberturas de 25, 50, 75 e 100% da válvula borboleta.
A Fig. 5.9 apresenta as temperaturas internas médias do refrigerador em cada
condição de abertura da válvula borboleta.
Figura 5.9 - Temperaturas internas médias do refrigerador
A partir dos dados obtidos experimentalmente, os quais deram origem às
curvas apresentadas na Fig. 5.9, observou-se que transcorreram
aproximadamente 36, 25, 10 e 18 minutos até que se iniciasse a redução de
temperatura, respectivamente para 25, 50, 75 e 100% de abertura da válvula.
O sistema levou aproximadamente 3,4, 3,1, 3,4 e 3,6 horas para atingir a
menor temperatura, respectivamente para 25, 50, 75 e 100% de abertura da
válvula. A menor temperatura alcançada foi de 286,0, 281,9, 278,1 e 277,6 K
respectivamente para 25, 50, 75 e 100% de abertura da válvula.
Após atingir a menor temperatura (regime permanente), foram necessárias 3,5,
3,8, 5,3 e 5,6 horas para que o sistema voltasse à temperatura ambiente
respectivamente para 25, 50, 75 e 100% de abertura da válvula.
Capítulo 5 - Resultados 78
Na Tab. 5.2 é mostrado um resumo dos resultados para o comportamento das
temperaturas médias no interior do refrigerador para uma rotação de 1500 rpm.
Tabela 5.2 - Resumo dos resultados para o comportamento das temperaturas
médias no interior do refrigerador para uma rotação de 1500 rpm
Abertura
da válvula
borboleta
do motor (%)
Tempo para início
da redução de
temperatura (min)
Tempo para
atingir menor
temperatura (h)
Menor
temperatura
alcançada (K)
Tempo para
retorno à
temperatura
ambiente (h)
25 36 3,4 286,0 3,5
50 25 3,1 281,9 3,8
75 10 3,4 278,1 5,3
100 18 3,6 277,6 5,6
Na Fig. 5.10 é mostrado o comportamento da umidade relativa dentro do
refrigerador durante os testes.
Figura 5.10 - Umidade relativa dentro do refrigerador
Capítulo 5 - Resultados 79
Observa-se na Fig. 5.10 uma brusca redução da umidade relativa a partir do
momento em que o sistema começa a apresentar diminuição de temperatura.
Essa redução atinge seu limite em 28,9, 31,2, 32,1 e 34,8%, respectivamente
para 25, 50, 75 e 100% de abertura da válvula. A partir desses pontos a
umidade aumenta até que o regime permanente seja atingido e a fonte de
energia seja desligada, momento em que cresce rapidamente até
aproximadamente 92,8, 90,9, 95,6 e 95,9% respectivamente para 25, 50, 75 e
100% de abertura da válvula.
A Fig. 5.11 mostra a capacidade de refrigeração do sistema por absorção do
refrigerador ao longo dos testes. Verifica-se que esta capacidade aumenta à
medida que a temperatura do meio interno ao refrigerador diminui. As
capacidades máximas atingidas pelo sistema foram de 14,9, 17,3, 18,4 e 18,4
W respectivamente para 25, 50, 75 e 100% de abertura da válvula.
Figura 5.11 - Capacidade de refrigeração
A entalpia específica dos gases de exaustão à entrada e à saída do trocador de
calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção foram calculadas
conforme a Eq. (4.35), para as quais se obtiveram os valores de 345, 386, 313
Capítulo 5 - Resultados 80
e 330
kg
kJ
à entrada e 271, 326, 245 e 271
kg
kJ
à saída respectivamente para 25,
50, 75 e 100% de abertura da válvula.
As taxas de fornecimento de energia dos gases de exaustão para o sistema de
refrigeração foram calculadas conforme a Eq. (4.38), para as quais se
obtiveram os valores de 288, 922, 1620 e 1436 W respectivamente para 25, 50,
75 e 100% de abertura da válvula.
A Fig. 5.12 mostra a evolução do coeficiente de desempenho do sistema de
refrigeração durante o funcionamento do motor. A partir dos dados que
geraram esta figura verifica-se que os máximos valores obtidos foram de 0,049,
0,015, 0,013 e 0,011 respectivamente para 25, 50, 75 e 100% de abertura da
válvula.
Figura 5.12 - Coeficiente de desempenho do sistema de refrigeração
Um fato a ser destacado é que os resultados obtidos para as aberturas de 75 e
100% da válvula borboleta são muito próximos como conseqüência de um
desempenho semelhante do motor de combustão interna para estas duas
condições, o que será verificado no tópico 5.4. Este comportamento está em
Capítulo 5 - Resultados 81
conformidade com o esperado para motores de combustão interna (Heywood,
1988; Obert, 1971).
5.3 - Comparação dos Resultados das Duas Fontes de Energia
A seguir são apresentados gráficos mostrando uma comparação entre os
resultados obtidos para o sistema utilizando como fonte de energia gases de
combustão de GLP e gases de exaustão do motor de combustão interna.
Na Fig. 5.13 observa-se que a temperatura média no interior do refrigerador
atingiu um menor valor quando se utilizou a fonte de energia original, ou seja,
gases de combustão de GLP. Isso se deve ao fato da temperatura destes
gases estarem num valor mais adequado ao sistema de refrigeração. Porém,
vale destacar que uma fonte de energia numa maior temperatura, como é o
caso dos gases de exaustão de um motor de combustão interna, necessita ser
adequada ao projeto do sistema de refrigeração para melhor utilização deste
potencial.
Figura 5.13 - Temperaturas internas médias do refrigerador
Verifica-se ainda, na Fig. 5.13, que o tempo requerido pelo sistema de
Capítulo 5 - Resultados 82
refrigeração para atingir sua temperatura mais baixa foi maior quando se
utilizou a fonte de energia original do sistema (gases de combustão de GLP).
Isso se justifica pela menor taxa de fornecimento de energia para o sistema de
refrigeração por esta fonte.
A Fig. 5.14 mostra um gráfico comparativo das curvas de umidades relativas.
Percebe-se que os comportamentos são semelhantes (para as duas fontes de
energia) do ponto de vista qualitativo.
Figura 5.14 - Umidade relativa dentro do refrigerador
Na Fig. 5.15 verifica-se que a máxima capacidade de refrigeração atingida foi
maior com o sistema utilizando como fonte de energia os gases de exaustão do
motor (para aberturas de 50, 75 e 100% da válvula borboleta). Observa-se
ainda que o tempo necessário para a fonte de energia original (gases de
combustão de GLP) proporcionar tal capacidade é maior, o que também se
justifica pela menor taxa de fornecimento de energia para o sistema de
refrigeração por esta fonte.
Capítulo 5 - Resultados 83
Figura 5.15 - Capacidade de refrigeração
Na Fig. 5.16 é mostrado um comparativo entre os comportamentos do
coeficiente de desempenho. Destaca-se aqui que os maiores coeficientes de
desempenho foram obtidos quando se utilizou gases de exaustão do motor
para uma abertura de 25% da válvula e quando se utilizou a fonte de energia
original, o que se deve, possivelmente, ao nível de temperatura das fontes
nestes casos ser mais adequado.
Capítulo 5 - Resultados 84
Figura 5.16 - Coeficiente de desempenho do sistema de refrigeração
5.4 - Resultados de Desempenho do Motor
Neste tópico são apresentados os resultados obtidos para o desempenho do
motor avaliado. Estes resultados foram obtidos para uma rotação de 1500 rpm
do motor.
Na Tab. 5.3 são apresentados os resultados obtidos para torque efetivo,
potência efetiva, pressão média efetiva e consumo específico do motor de
combustão interna com e sem o refrigerador montado em sua tubulação de
exaustão. Estes parâmetros foram calculados conforme as equações
apresentadas no tópico 4.3.
Constata-se que com o refrigerador montado na tubulação de exaustão a carga
exercida sobre o motor foi um pouco maior, o que teve como conseqüência um
melhor desempenho do mesmo.
Capítulo 5 - Resultados 85
Tabela 5.3 - Desempenho do motor de combustão
interna para uma rotação de 1500 rpm
Com o refrigerador Sem o refrigerador
Abertura da válvula borboleta do motor
Parâmetro
25% 50% 75% 100%
25% 50% 75% 100%
Torque
efetivo
(N x m)
84,3 83,6 85,7 86,4 70,2 78,7 78,0 75,9
Potência
efetiva
(W)
13239 13129
13459 13570 11032 12356
12246 11915
Pressão
média
efetiva (Pa)
670024
664441
681191
686775
558354
625356
619773
603022
Consumo
específico
(x 10
7
kg / J)
1,05 1,25 1,24 1,26 1,24 1,38 1,41 1,45
Vale destacar que tais resultados para o desempenho foram obtidos sem
comprometimento em termos de emissão de gases poluentes para a
atmosfera.
Na Tab. 5.4 são apresentadas as composições químicas (em base seca) dos
gases de exaustão do motor, onde se verifica que os parâmetros de emissões
não foram comprometidos significativamente após a instalação do sistema de
refrigeração na tubulação de exaustão.
Capítulo 5 - Resultados 86
Tabela 5.4 - Composições químicas (em base seca) dos gases de
exaustão do motor de combustão interna para uma rotação de 1500 rpm
Sem o refrigerador Com o refrigerador
Abertura da válvula borboleta do motor
Parâmetro
25%
50%
75%
100%
25%
50%
75%
100%
CO
2
(%) 11,5
11,8
11,2
11,2
10,5
12,8
11,4
11,5
N
aparente
(%)
80,1
83,1
80,6
82,0
81,8
83,1
82,2
82,2
CO (%) 5,25
3,41
6,87
6,09
5,41
2,56
5,47
5,56
O
2
(%) 3,10
1,68
1,31
0,73
2,27
1,54
0,96
0,75
HC (ppm) 109
107
107
107 123
113
140
133
A partir dos resultados obtidos e das análises realizadas são apresentadas no
Capítulo 6 as conclusões do trabalho.
87
Capítulo 6
CONCLUSÕES
6.1 - Considerações Iniciais
Neste capítulo são apresentadas as conclusões relativas ao estudo
desenvolvido e sugestões de trabalhos que proporcionariam avanços no
conhecimento sobre o tema aqui abordado.
6.2 - Conclusões
Neste trabalho foi avaliado, inicialmente, um sistema de refrigeração por
absorção utilizando como fonte de energia gases de combustão de GLP (fonte
de energia original). Esta avaliação teve como objetivo conhecer o
comportamento do sistema sob vários aspectos (níveis de temperatura,
umidade relativa, taxas de transferência de calor, capacidade de refrigeração,
taxa de fornecimento de energia pela fonte e coeficiente de desempenho) para
que fosse possível realizar comparações com o sistema utilizando uma fonte
de energia alternativa (no caso, gases de exaustão de um motor de combustão
interna). Os resultados obtidos nesta etapa foram satisfatórios tendo em vista
os objetivos a ela propostos, além de proporcionar melhorias no plano de
realização dos testes com a fonte de energia alternativa.
Para operação do sistema de refrigeração utilizado nos testes verificou-se que
os gases de exaustão do motor de combustão interna testado possuíam
quantidade de energia maior que a necessária. Isso é confirmado pelo fato dos
testes envolvendo o sistema de refrigeração montado na tubulação de
exaustão do motor somente terem sido possíveis para a condição mínima de
rotação do motor (1500 rpm), pois com as rotações superiores a esta a
potência desenvolvida pelo motor foi maior, e como conseqüência, maior
Capítulo 6 - Conclusões 88
quantidade de energia era descartada através dos gases de exaustão. Este
aumento de energia proporcionava elevação da temperatura do fluido
refrigerante do sistema de refrigeração além do necessário, o que fazia com
que este fluido não se condensasse no condensador e atingisse o evaporador
numa temperatura maior que a temperatura interna do refrigerador,
provocando, ao invés de redução, aumento da temperatura interna. Este fato é
positivo, pois demonstra que a disponibilidade energética dos gases de
exaustão do motor de combustão interna testado é muito maior que a obtida
nos testes na rotação de 1500 rpm. O excesso de energia poderia ser melhor
aproveitado através de um projeto específico e otimizado de um trocador de
calor envolvendo o sistema de refrigeração por absorção e a tubulação de
exaustão do motor. Portanto, conclui-se que em relação à energia disponível os
gases de exaustão de motores de combustão interna representam um
interessante potencial para serem utilizados como fonte de energia para
sistemas de refrigeração por absorção.
No que se refere aos impactos da adaptação do sistema de refrigeração na
tubulação de exaustão do motor de combustão interna, verifica-se, em primeira
análise, que não são significativos. Os resultados alcançados mostram que,
nas condições em que os testes foram realizados, o desempenho do motor foi
melhor quando o sistema de refrigeração estava montado do que sem ele. Em
termos de emissões de gases poluentes também não foram verificadas
alterações significativas.
Em sistemas modernos de condicionamento de ar (os quais são por
compressão) consome-se cerca de 2,5 kW da potência gerada pelo motor de
combustão interna para funcionamento do compressor do sistema de
refrigeração. A utilização de um sistema de refrigeração que aproveitasse a
energia descartada através dos gases de exaustão poderia proporcionar a
economia desta potência, com melhoria na potência desenvolvida pelo motor e
redução de custos, tendo em vista a redução do consumo de combustível.
Nos testes realizados neste trabalho verificou-se que a capacidade de
refrigeração obtida com o sistema de refrigeração por absorção recuperando
calor dos gases de exaustão do motor não foi suficiente tendo em vista a carga
térmica de veículos de passeio. Tal fato se justifica pelo baixo desempenho
Capítulo 6 - Conclusões 89
deste sistema de refrigeração em termos de conversão da energia por ele
consumida em capacidade de refrigeração, ou seja, pelo seu baixo coeficiente
de desempenho (nos testes o máximo valor obtido foi de aproximadamente
0,05). Porém, vale destacar que sistemas mais recentes de refrigeração por
absorção possuem coeficientes de desempenho de até 1,5 (Srikhirin et al.,
2001), o que coloca estes sistemas em condições interessantes para serem
utilizados. Além da possibilidade de utilização de sistemas de refrigeração por
absorção mais eficientes, vale lembrar que a energia a ser utilizada pelos
mesmos, no caso em estudo, é descartada pelos motores de combustão
interna para a atmosfera, ou seja, não representa custo.
A capacidade de refrigeração proporcionada pelo sistema de refrigeração por
absorção utilizando gases de exaustão de um motor de combustão interna
poderia ser utilizada, também, para refrigeração do ar de admissão deste
motor. Tal redução de temperatura com conseqüente aumento de massa
específica elevaria a eficiência volumétrica do motor (Ganesan, 1995;
Heywood, 1988; Soares, 2000).
6.3 - Sugestões para Trabalhos Futuros
No decorrer do trabalho foram constatados alguns pontos potenciais para
desenvolvimento de novos estudos e investigações mais detalhadas, a saber:
· Estudo da melhoria na eficiência volumétrica de um motor de combustão
interna pela refrigeração do ar de admissão por um sistema de
refrigeração por absorção;
· Estudo da utilização de sistemas de refrigeração por absorção de duplo e
triplo efeito;
· Desenvolvimento de um projeto e construção de um sistema de refrigeração
por absorção específico para adaptação no sistema de exaustão de um
motor de combustão interna;
· Avaliação da possibilidade / viabilidade de utilização da água de
resfriamento do motor como fonte de energia adicional para o sistema de
refrigeração por absorção;
· Estudo da utilização de sistemas de refrigeração por absorção água -
Capítulo 6 - Conclusões 90
brometo de lítio;
· Estudo dos efeitos do funcionamento intermitente do sistema de refrigeração
por absorção;
· Desenvolvimento de um sistema de controle para gerenciamento do sistema
de refrigeração por absorção, direcionando seu funcionamento para
condicionamento de ar ou para refrigeração do ar de admissão com
potências adequadas e nos momentos adequados;
· Avaliação da utilização do sistema de refrigeração por absorção do ponto de
vista econômico;
· Estudo de outras situações onde se têm rejeições de energia sob a forma
térmica para aplicação em sistemas de refrigeração por absorção.
91
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas, 1982, NBR ISO 5477:
Apresentação de Desempenho de Motores Alternativos de Combustão Interna -
Procedimento, 1ª edição, Rio de Janeiro.
ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas, 1985, NBR ISO 5484:
Motores Alternativos de Combustão Interna de Ignição por Compressão
(Diesel) ou Ignição por Centelha (Otto) de Velocidade Angular Variável - Ensaio
- Método de Ensaio, 1ª edição, Rio de Janeiro.
ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas, 1996, NBR ISO 1585:
Veículos Rodoviários - Código de Ensaio de Motores - Potência Líquida Efetiva,
1ª edição, Rio de Janeiro.
ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas; INMETRO - Instituto
Nacional de Metrologia, Normalização e Qualidade Industrial, 1998, Guia para
a Expressão da Incerteza de Medição, 3ª edição, Rio de Janeiro.
Afgan, Naim H.; Gobaisi, Darwish Al; Carvalho, Maria G.; Cumo, Maurizio,
1998, “Sustainable Energy Development”, Renewable and Sustainable Energy
Reviews , v. 2, n. 3, pág. 235 - 286.
ANP - Agência Nacional do Petróleo, 1999, Anuário Estatístico da Indústria
Brasileira do Petróleo 1990 - 1998, Rio de Janeiro.
Aphornratana, S.; Eames, I. W., 1995, “Thermodynamic Analysis of Absorption
Refrigeration Cycles Using the Second Law of Thermodynamics Method”,
International Journal of Refrigeration, v. 18, n. 4, pág. 244 - 252.
ASHRAE - American Society of Heating, Refrigerating and Air-Conditioning
Engineers, 1997, Ashrae Handbook - Fundamentals, Atlanta.
Assumpção, Valbert Garcia, 2004, Estudo de Viabilidade da Recuperação de
Calor dos Gases de Exaustão em Motores para Refrigeração de Cargas
Típicas em Meios de Transporte Rodoviário, Dissertação de Mestrado,
Departamento de Engenharia Mecânica, PUC Minas, Belo Horizonte, Minas
Referências Bibliográficas 92
Gerais, Brasil.
Ataer, Ö. Ercan; Gögüs, Yalçin, 1991, “Comparative Study of Irreversibilities in
an Aqua - Ammonia Absorption Refrigeration System”, International Journal of
Refrigeration, v. 14, n. 2, pág. 86 - 92.
Atwood, Theodore; Hughes, H. Michael, 1990, “Refrigerants and Energy
Efficiency”, International Journal of Refrigeration, v. 13, n. 4, pág. 270 - 273.
BEN - Balanço Energético Nacional, 1998, Ministério de Minas e Energia -
Brasil.
Birch, Thomas Wesley, 1995, Automotive Heating and Air Conditioning, 1ª
edição, São Paulo, Prentice-Hall.
Boer, Dieter; Medrano, Marc; Nogués, Miquel, 2005, “Exergy and Structural
Analysis of an Absorption Cooling Cycle and the Effect of Efficiency
Parameters”, ECOS, Norway, jun., pp. 337 - 344.
Braswell, A., 1988, “Impact of CFC Regulations on the Air Conditioning and
Refrigeration Industry”, International Journal of Refrigeration, v. 11, n. 6, pág.
385 - 388.
Carney, Dan, 2004, “Engenharia da Combustão Interna”, Engenharia
Automotiva e Aeroespacial - SAE Brasil, v. 1, n. 19, pág. 40 - 45.
Chen, J.; Kim, K. J.; Herold, K. E., 1996, “Performance Enhancement of a
Diffusion Absorption Refrigerator”, International Journal of Refrigeration, v. 19,
n. 3, pág. 208 - 218.
Cheung, K.; Hwang, Y.; Judge, J. F.; Kolos, K.; Singh, A.; Radermacher, R.,
1996, “Performance Assessment of Multistage Absorption Cycles”, International
Journal of Refrigeration, v. 19, n. 7, pág. 473 - 481.
Chuaa, H. T.; Toh, H. K.; Ngb, K. C., 2002, “Thermodynamic Modeling of an
Ammonia - Water Absorption Chiller”, International Journal of Refrigeration, v.
25, n. 7, pág. 896 - 906.
Colonna, Piero; Gabrielli, Sandro, 2003, “Industrial Trigeneration Using
Ammonia - Water Absorption Refrigeration Systems (AAR)”, Applied Thermal
Engineering, v. 23, n. 4, pág. 381 - 396.
Costa, Ênnio Cruz da, 1982, Refrigeração, 3ª edição, São Paulo, Edgard
Referências Bibliográficas 93
Blücher.
Diehl, Peter; Haubner, Frank; Klopstein, Stefan; Koch, Franz, 2001, “Exhaust
Heat Recovery System for Modern Cars”, World Congress - SAE International,
Detroit, mar.
Dincer, Ibrahim, 2000, “Renewable Energy and Sustainable Development: a
Crucial Review”, Renewable and Sustainable Energy Reviews , v. 4, n. 2, pág.
157 - 175.
Dossat, Roy J., 1961, Princípios de Refrigeração, tradução da 1ª edição, São
Paulo, Hemus.
Eisa, Mahmoud Abdel Rahman; Holland, F. A., 1987, “A Study of the Optimum
Interaction between the Working Fluid and the Absorbent in Absorption Heat
Pump Systems”, Heat Recovery Systems, v. 7, n. 2, pág. 107 - 117.
Elonka, Stephen Michael; Minich, Quaid Walton, 1978, Manual de Refrigeração
e Ar Condicionado, tradução da 2ª edição, São Paulo, McGraw-Hill do Brasil.
Falconi Filho, Aldo, 2002, Análise Experimental de um Ciclo de Refrigeração
por Absorção Operando em Regime Transiente, Dissertação de Mestrado,
Departamento de Engenharia Mecânica, PUC Rio, Rio de Janeiro, Rio de
Janeiro, Brasil.
Ganesan, V., 1995, Internal Combustion Engines, 2ª edição, New York,
McGraw-Hill.
Garimella, Srinivas, 2003, “Innovations in Energy Efficient and Environmentally
Friendly Space - Conditioning Systems”, Energy, v. 28, n. 15, pág. 1593 - 1614.
Gonçalves Júnior, Armando Albertazzi, 2001, Metrologia - Parte I, 1ª edição,
Florianópolis, Universidade Federal de Santa Catarina.
Henry, J. G.; Heinke, G. W., 1989, Environmental Science and Engineering, 1ª
edição, Prentice-Hall.
Heywood, John B., 1988, Internal Combustion Engine Fundamentals, 1ª edição,
Singapore, McGraw-Hill.
Horuz, I., 1998, “A Comparison between Ammonia - Water and Water - Lithium
Bromide Solutions in Vapor Absorption Refrigeration Systems”, International
Communications in Heat and Mass Transfer, v. 25, n. 5, pág. 711 - 721.
Referências Bibliográficas 94
Horuz, I.; Callander, T. M. S., 2004, “Experimental Investigation of a Vapor
Absorption Refrigeration System”, International Journal of Refrigeration, v. 27,
n. 1, pág. 10 - 16.
Incropera, Frank P.; Dewitt, David P., 1998, Fundamentos de Transferência de
Calor e de Massa, tradução da 4ª edição, Rio de Janeiro, LTC.
Jost, Kevin, 2002, “Tendências dos Motores de Ignição por Centelha”,
Engenharia Automotiva e Aeroespacial - SAE Brasil, v. 1, n. 9, pág. 44 - 55.
Joudi, Khalid A.; Mohammed, Abdul Sattar K.; Aljanabi, Mohammed K., 2003,
“Experimental and Computer Performance Study of an Automotive Air
Conditioning System with Alternative Refrigerants”, Energy Conversion and
Management, v. 44, n. 18, pág. 2959 - 2976.
Kern, J.; Wallner, R., 1988, “Impact of the Montreal Protocol on Automotive Air
Conditioning”, International Journal of Refrigeration, v. 11, n. 4, pág. 203 - 210.
Lazarrin, R. M.; Gasparella, A.; Longo, G. A., 1996, “Ammonia - Water
Absorption Machines for Refrigeration: Theoretical and Real Performances”,
International Journal of Refrigeration, v. 19, n. 4, pág. 239 - 246.
Li, Kam W., 1996, Applied Thermodynamics - Availability Method and Energy
Conversion, 1ª edição, New York, Taylor & Francis.
Lima, Daniela Bianchi Ponce Leon de; Padilha, Hélio; Mainardes, Roque Luis
Sutil; Vargas, José Viriato Coelho, 2002, “Aproveitamento da Energia de
Emissões Quentes, de Refinarias, Automotivas e Industriais para Refrigeração
e Condicionamento de Ar por Sistemas de Absorção”, Mercofrio - Congresso
de Ar Condicionado, Refrigeração, Aquecimento e Ventilação do Mercosul,
Florianópolis.
Link, Walter, 1997, Metrologia Mecânica - Expressão da Incerteza de Medição,
1ª edição, Rio de Janeiro, Programa RH Metrologia.
Lorentzen, Gustav; Pettersen, Jostein, 1993, “A New, Efficient and
Environmentally Benign System for Car Air - Conditioning”, International Journal
of Refrigeration, v. 16, n. 1, pág. 4 - 12.
Mcquiston, Faye C.; Parker, Jerald D., 1994, Heating, Ventilating and Air
Conditioning - Analysis and Design, 4ª edição, New York, John Wiley & Sons.
Referências Bibliográficas 95
Meunier, F.; Kaushik, S. C.; Neveu, P.; Poyelle, F., 1996, “A Comparative
Thermodynamic Study of Sorption Systems: Second Law Analysis”,
International Journal of Refrigeration, v. 19, n. 6, pág. 414 - 421.
Moran, Michael G.; Shapiro, Howard N., 1999, Fundamentals of Engineering
Thermodynamics, 4ª edição, New York, John Wiley & Sons.
Nogueira, Luiz Augusto Horta, 2001, Vida e Energia: uma Viagem de Ésquilo a
Prigogine (Conservação de Energia: Eficiência Energética de Instalações e
Equipamentos), 2ª edição, Itajubá, EFEI.
Obert, Edward F., 1971, Motores de Combustão Interna, tradução da 2ª edição,
Porto Alegre, Globo.
Ohadi, M. M.; Li, S. S.; Radermacher, R.; Dessiatoun, S., 1996, “Critical Review
of Available Correlations for Two - Phase Flow Heat Transfer of Ammonia”,
International Journal of Refrigeration, v. 19, n. 4, pág. 272 - 284.
Özisik, M. Necati, 1985, Transferência de Calor - Um Texto Básico, tradução da
1ª edição, Rio de Janeiro, Guanabara Koogan.
Pereira, José Tomaz Vieira; Milanés, Rafael Lincoln Pratts; Silverio, Rodolfo de
Jesús Rodriguez, 1998, “Avaliação Energética e Exergética de um Sistema de
Refrigeração por Absorção Água - Amônia”, Mercofrio - Congresso de Ar
Condicionado, Refrigeração, Aquecimento e Ventilação do Mercosul, Porto
Alegre.
Perez-Blanco, H., 1993, “Conceptual Design of a High - Efficiency Absorption
Cooling Cycle”, International Journal of Refrigeration, v. 16, n. 6, pág. 429 -
433.
Pirani, Marcelo José; Venturini, Osvaldo José, 2004, Disseminação de
Informações em Eficiência Energética - Eficiência Energética em Sistemas de
Refrigeração Industrial, 1ª edição, Itajubá, FUPAI.
Radermacher, R.; Kim, K., 1996, “Domestic Refrigerators: Recent
Developments”, International Journal of Refrigeration, v. 19, n. 1, pág. 61 - 69.
Reis, Joaquim A. dos; Silveira, José L., 2002, “Análise Exergética de um
Sistema de Refrigeração por Absorção Usando Calor Recuperado de um Motor
de Combustão Interna”, Mercofrio - Congresso de Ar Condicionado,
Referências Bibliográficas 96
Refrigeração, Aquecimento e Ventilação do Mercosul, Florianópolis.
Riffat, S. B.; Afonso, C. F.; Oliveira, A. C.; Reay, D. A., 1997, “Natural
Refrigerants for Refrigeraton and Air - Conditioning Systems”, Applied Thermal
Engineering, v. 17, n. 1, pág. 33 - 42.
Santos, Antônio Moreira dos, 1980, Aproveitamento da Energia Rejeitada em
Máquinas Térmicas para a Produção de Frio Através de Sistemas de Absorção,
Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Mecânica - Escola de
Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, São Paulo,
Brasil.
Santos, Afonso Henriques Moreira; Simões, Alexandre Augusto; Martins, André
Ramon Silva; Viana, Augusto Nelson Carvalho; Bortoni, Edson da Costa; Lora,
Electo Eduardo Silva; Teixeira, Flávio Neves; Haddad, Jamil; Cortez, José
Antônio; Nogueira, Luiz Augusto Horta; Almeida, Manuel da Silva Valente de;
Pirani, Marcelo José; Venturini, Osvaldo; Gama, Paulo Henrique Ramalho
Pereira; Yamachita, Roberto Akira; Silva, Valberto Ferreira da, 2001,
Conservação de Energia - Eficiência Energética de Instalações e
Equipamentos, 2ª edição, Itajubá, EFEI.
Shafa, Mohiman, 2003, Mudança de Comportamento, Elemento Essencial na
Conservação de Energia, Dissertação de Mestrado, Departamento de Ensino
de Pós Graduação, CEFET Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil.
Smirnov, G. F.; Bukraba, M. A.; Fattuh, T.; Nabulsi, B., 1996, “Domestic
Refrigerators with Absorption - Diffusion Units and Heat Transfer Panels”,
International Journal of Refrigeration, v. 19, n. 8, pág. 517 - 521.
Soares, Sandro Marcos Campos, 2000, Efeitos da Temperatura, Pressão e
Umidade do Ar Atmosférico no Desempenho de um Automóvel, Dissertação de
Mestrado, Departamento de Engenharia Mecânica, PUC Minas, Belo Horizonte,
Minas Gerais, Brasil.
Srikhirin, Pongsid; Aphornratana, Satha; Chungpaibulpatana, Supachart, 2001,
“A Review of Absorption Refrigeration Technologies”, Renewable and
Sustainable Energy Reviews , v. 5, n. 4, pág. 343 - 372.
Srikhirin, Pongsid; Aphornratana, Satha, 2002, “Investigation of a Diffusion
Absorption Refrigerator”, Applied Thermal Engineering, v. 22, n. 11, pág. 1181 -
Referências Bibliográficas 97
1193.
Stoecker, Wilbert F.; Jones, Jerold W., 1985, Refrigeração e Ar Condicionado,
tradução da 2ª edição, São Paulo, McGraw-Hill do Brasil.
Tozer, Robert; James, Ron W., 1998, “Heat Powered Refrigeration Cycles”,
Applied Thermal Engineering, v. 18, n. 9, pág. 731 - 743.
UN, 1996, “Energy and the Protection of the Atmosphere - a Report of the
Secretary - General of the United Nations”, National Resources Forum, v. 20, n.
3, pp. 241 - 255.
Varani, Celina Maria Ribeiro, 2001, Avaliação Energética e Exergética de uma
Unidade de Refrigeração por Absorção Água / Brometo de Lítio Utilizando Gás
Natural, Tese de Doutorado, Centro de Tecnologia, Universidade Federal da
Paraíba, João Pessoa, Paraíba, Brasil.
Weissler, Paul, 2004, “Can R-134a Be Saved?”, Automotive Engineering
International - SAE International, v. 112, n. 10, pág. 151 - 154.
Wu, Chih, 1993, “Cooling Capacity Optimization of a Waste Heat Absorption
Refrigeration Cycle”, Heat Recovery Systems and Combined Heat and Power,
v. 13, n. 2, pág. 161 - 166.
Wylen, Gordon J. Van; Sonntag, Richard E.; Borgnakke, Claus, 1998,
Fundamentos da Termodinâmica, tradução da 5ª edição, São Paulo, Edgard
Blücher.
Ziegler, F.; Riesch, P., 1993, “Absorption Cycles. A Review with Regard to
Energetic Efficiency”, Heat Recovery Systems and Combined Heat and Power,
v. 13, n. 2, pág. 147 - 159.
Zukowski Júnior, Joel Carlos, 1999, Estudo de Sensibilidade em um Sistema de
Refrigeração por Absorção Água - Amônia, Tese de Doutorado, Faculdade de
Engenharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas, Campinas, São
Paulo, Brasil.
98
APÊNDICE A
ANÁLISE DE INCERTEZAS
No desenvolvimento da parte experimental deste trabalho foram realizadas
várias medições, sendo necessária uma análise das incertezas acerca dos
resultados obtidos.
Para desenvolver tal análise foram avaliados os sistemas de medição
(características metrológicas), os procedimentos adotados para execução das
medições e tratamento dos dados, e a ação das grandezas de influência mais
significativas.
Conforme ABNT e INMETRO (1998), Gonçalves Júnior (2001) e Link (1997), a
incerteza combinada de várias grandezas de entrada estatisticamente
independentes é dada pela Eq. (A.1):
( )
2
n
1i
i
xu
i
x
f
c
u
å
=
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
´
¶
¶
= (A.1)
onde:
c
u : incerteza padrão combinada;
n: quantidade de grandezas de entrada;
f
: função que relaciona as grandezas de entrada com a grandeza G;
i
x : iésima grandeza de entrada;
(
)
i
xu : incerteza padrão associada à grandeza de entrada
i
x .
Quando a função f for dada por soma(s) / subtração(ões) ou multiplicação(ões)
/ divisão(ões), a Eq. (A.1) pode ser particularizada resultando nas Eq’s. (A.2)
(para soma(s) / subtração(ões)) e (A.3) (para multiplicação(ões) / divisão(ões))
Apêndice 99
(ABNT e INMETRO, 1998; Gonçalves Júnior, 2001; Link 1997):
( )
[ ]
2
n
1i
i
xu
c
u
å
=
= (A.2)
(
)
2
n
1i
i
x
i
xu
c
u
å
=
ú
ú
û
ù
ê
ê
ë
é
= (A.3)
Para se obter as incertezas padrões de cada grandeza de entrada foram
determinadas as principais fontes de incerteza e suas influências sistemáticas
e aleatórias.
Em posse das incertezas padrões foram então calculadas as incertezas
padrões combinadas, e, em seguida, as incertezas expandidas para nível de
confiança de 95%. A incerteza expandida é dada pela Eq. (A.4) (ABNT e
INMETRO, 1998; Gonçalves Júnior, 2001; Link, 1997):
c
u
95%
k
95%
U ´= (A.4)
onde:
95%
U : incerteza expandida para nível de confiança de 95%;
95%
k : fator de abrangência para nível de confiança de 95%.
No caso da grandeza de entrada ser a própria grandeza avaliada, a incerteza
combinada é a própria incerteza padrão da grandeza em estudo.
Com base nos conceitos apresentados, são mostradas a seguir as análises de
incertezas dos diversos parâmetros medidos.
A.1 - Incerteza Expandida Associada à Área Lateral do Refrigerador
Na Tab. A.1 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à área
lateral do refrigerador, que se deve aos comprimentos dos seus lados.
Apêndice 100
Tabela A.1 - Cálculo da incerteza expandida
associada à área lateral do refrigerador
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição
Correção (m
2
)
Valor bruto (m
2
)
Tipo de distribuição Divisor
u (m
2
)
υ
R Resolução 0,00E+00 5,00E-04 uniforme 1,7 2,89E-04 infinito
C
c Correção combinada 0,00E+00
u
c
Incerteza padrão combinada normal 1,24E-03 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 2,48E-03
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.2 - Incerteza Expandida Associada à Área Superior do Refrigerador
Na Tab. A.2 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à área
superior do refrigerador, que se deve aos comprimentos dos seus lados.
Tabela A.2 - Cálculo da incerteza expandida
associada à área superior do refrigerador
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição
Correção (m
2
)
Valor bruto (m
2
)
Tipo de distribuição Divisor
u (m
2
)
υ
R Resolução 0,00E+00 5,00E-04 uniforme 1,7 2,89E-04 infinito
C
c Correção combinada 0,00E+00
u
c
Incerteza padrão combinada normal 4,08E-04 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 8,16E-04
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.3 - Incerteza Expandida Associada à Área Lateral do Isolante do
Trocador de Calor (Gerador) do Sistema de Refrigeração por Absorção
Na Tab. A.3 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à área
lateral do isolante do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção, que se deve aos comprimentos dos seus lados.
Apêndice 101
Tabela A.3 - Cálculo da incerteza expandida associada
à área lateral do isolante do trocador de calor
(gerador) do sistema de refrigeração por absorção
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição
Correção (m
2
)
Valor bruto (m
2
)
Tipo de distribuição Divisor
u (m
2
)
υ
R Resolução 0,00E+00 5,00E-04 uniforme 1,7 2,89E-04 infinito
C
c Correção combinada 0,00E+00
u
c
Incerteza padrão combinada normal 3,76E-04 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 7,52E-04
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.4 - Incerteza Expandida Associada à Área Superior do Isolante do
Trocador de Calor (Gerador) do Sistema de Refrigeração por Absorção
Na Tab. A.4 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à área
superior do isolante do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração
por absorção, que se deve aos comprimentos dos seus lados.
Tabela A.4 - Cálculo da incerteza expandida associada
à área superior do isolante do trocador de calor
(gerador) do sistema de refrigeração por absorção
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição
Correção (m
2
)
Valor bruto (m
2
)
Tipo de distribuição Divisor
u (m
2
)
υ
R Resolução 0,00E+00 5,00E-04 uniforme 1,7 2,89E-04 infinito
C
c Correção combinada 0,00E+00
u
c
Incerteza padrão combinada normal 4,12E-04 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 8,24E-04
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.5 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura Ambiente
Na Tab. A.5 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à
temperatura ambiente.
Apêndice 102
Tabela A.5 - Cálculo da incerteza expandida
associada à temperatura ambiente
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (K) Valor bruto (K) Tipo de distribuição Divisor u (K) υ
R Resolução 0,000 0,500 uniforme 1,7 0,289 infinito
C
c
Correção combinada 0,000
u
c
Incerteza padrão combinada normal 0,289 infinito
k
95%
Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 0,577
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.6 - Incerteza Expandida Associada às Temperaturas no Espaço
Refrigerado (Pt-100’s)
Na Tab. A.6 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada às
temperaturas no espaço refrigerado (Pt-100’s).
Tabela A.6 - Cálculo da incerteza expandida associada
às temperaturas no espaço refrigerado (Pt-100’s)
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (K) Valor bruto (K) Tipo de distribuição Divisor u (K) υ
R Resolução 0,0000 0,0500 uniforme 1,7 0,0289 infinito
C
c Correção combinada 0,0000
u
c Incerteza padrão combinada normal 0,0289 infinito
k
95%
Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 0,0577
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.7 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura no Espaço
Refrigerado (Sensor de Temperatura / Umidade Relativa)
Na Tab. A.7 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à
temperatura no espaço refrigerado (sensor de temperatura / umidade relativa).
Apêndice 103
Tabela A.7 - Cálculo da incerteza expandida associada à temperatura
no espaço refrigerado (sensor de temperatura / umidade relativa)
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (K) Valor bruto (K) Tipo de distribuição Divisor u (K) υ
R Resolução 0,0000 0,0500 uniforme 1,7 0,0289 infinito
C
c Correção combinada 0,0000
u
c Incerteza padrão combinada normal 0,0289 infinito
k
95%
Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 0,0577
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.8 - Incerteza Expandida Associada à Umidade Relativa no Espaço
Refrigerado (Sensor de Temperatura / Umidade Relativa)
Na Tab. A.8 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à umidade
relativa no espaço refrigerado (sensor de temperatura / umidade relativa).
Tabela A.8 - Cálculo da incerteza expandida associada à umidade
relativa no espaço refrigerado (sensor de temperatura / umidade relativa)
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (%) Valor bruto (%) Tipo de distribuição Divisor u (%) υ
R Resolução 0,0000 0,0500 uniforme 1,7 0,0289 infinito
C
c Correção combinada 0,0000
u
c Incerteza padrão combinada normal 0,0289 infinito
k
95%
Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 0,0577
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.9 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura dos Gases de
Combustão de GLP na Saída do Trocador de Calor (Gerador) do Sistema
de Refrigeração por Absorção
Na Tab. A.9 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à
temperatura dos gases de combustão de GLP na saída do trocador de calor
(gerador) do sistema de refrigeração por absorção.
Apêndice 104
Tabela A.9 - Cálculo da incerteza expandida associada à
temperatura dos gases de combustão de GLP na saída do trocador
de calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (K) Valor bruto (K) Tipo de distribuição Divisor u (K) υ
R Resolução 0,000 0,500 uniforme 1,7 0,289 infinito
C
c
Correção combinada 0,000
u
c
Incerteza padrão combinada normal 0,289 infinito
k
95%
Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 0,577
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.10 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura dos Gases de
Exaustão do Motor de Combustão Interna na Entrada e na Saída do
Trocador de Calor (Gerador) do Sistema de Refrigeração por Absorção
Na Tab. A.10 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à
temperatura dos gases de exaustão do motor de combustão interna na entrada
e na saída do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por
absorção.
Tabela A.10 - Cálculo da incerteza expandida associada à temperatura dos
gases de exaustão do motor de combustão interna na entrada e na saída
do trocador de calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (K) Valor bruto (K) Tipo de distribuição Divisor u (K) υ
R Resolução 0,000 0,500 uniforme 1,7 0,289 infinito
C
c
Correção combinada 0,000
u
c
Incerteza padrão combinada normal 0,289 infinito
k
95%
Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 0,577
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.11 - Incerteza Expandida Associada à Vazão Volumétrica de GLP
Na Tab. A.11 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à vazão
volumétrica de GLP.
Apêndice 105
Tabela A.11 - Cálculo da incerteza expandida
associada à vazão volumétrica de GLP
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição
Correção (m
3
/ s)
Valor bruto (m
3
/ s)
Tipo de distribuição Divisor
u (m
3
/ s)
υ
R Resolução 0,00E+00 1,97E-07 uniforme 1,7 1,14E-07 infinito
C
c
Correção combinada
0,00E+00
u
c Incerteza padrão combinada normal 1,14E-07 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 2,27E-07
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.12 - Incerteza Expandida Associada à Pressão do GLP
Na Tab. A.12 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à
pressão do GLP.
Tabela A.12 - Cálculo da incerteza expandida
associada à área pressão do GLP
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (Pa) Valor bruto (Pa) Tipo de distribuição Divisor u (Pa) υ
R Resolução 0,0 66,7 uniforme 1,7 38,5 infinito
C
c Correção combinada 0,0
u
c Incerteza padrão combinada normal 38,5 infinito
k
95%
Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 77,0
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.13 - Incerteza Expandida Associada à Temperatura do GLP
Na Tab. A.13 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à
temperatura do GLP.
Tabela A.13 - Cálculo da incerteza expandida
associada à temperatura do GLP
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (K) Valor bruto (K) Tipo de distribuição Divisor u (K) υ
R Resolução 0,000 0,500 uniforme 1,7 0,289 infinito
C
c
Correção combinada 0,000
u
c
Incerteza padrão combinada normal 0,289 infinito
k
95%
Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 0,577
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
Apêndice 106
A.14 - Incerteza Expandida Associada às Emissões de Gases Medidas
pelo Analisador de Gases
A.14.1 - Incerteza Expandida Associada aos Índices de CO
2
, N
aparente
, CO e
O
2
Na Tab. A.14 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada aos
índices de CO
2
, N
aparente
, CO e O
2
.
Tabela A.14 - Cálculo da incerteza expandida
associada aos índices de CO
2
, N
aparente
, CO e O
2
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (%) Valor bruto (%) Tipo de distribuição Divisor u (%)
υ
R Resolução 0,00E+00 5,00E-03 uniforme 1,7 2,89E-03 infinito
C
c Correção combinada 0,00E+00
u
c
Incerteza padrão combinada normal 2,89E-03 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 5,77E-03
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.14.2 - Incerteza Expandida Associada ao Índice de HC
Na Tab. A.15 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada ao índice
de HC.
Tabela A.15 - Cálculo da incerteza
expandida associada ao índice de HC
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (ppm) Valor bruto (ppm) Tipo de distribuição Divisor u (ppm)
υ
R Resolução 0,000 0,500 uniforme 1,7 0,289 infinito
C
c Correção combinada 0,000
u
c
Incerteza padrão combinada normal 0,289 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 0,577
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.15 - Incerteza Expandida Associada à Força Exercida pelo Motor de
Combustão Interna
Na Tab. A.15 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à força
exercida pelo motor de combustão interna.
Apêndice 107
Tabela A.16 - Cálculo da incerteza expandida associada
à força exercida pelo motor de combustão interna
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (N) Valor bruto (N) Tipo de distribuição Divisor u (N) υ
R Resolução 0,00 4,90 uniforme 1,7 2,83 infinito
Re Repetitividade 0,00 0,22 normal 1,0 0,22 infinito
C
c Correção combinada 0,00
u
c Incerteza padrão combinada normal 2,84 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 5,68
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.16 - Incerteza Expandida Associada à Vazão Volumétrica de Gasolina
Na Tab. A.17 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à vazão
volumétrica de gasolina.
Tabela A.17 - Cálculo da incerteza expandida
associada à vazão volumétrica de gasolina
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição
Correção (m
3
/ s)
Valor bruto (m
3
/ s)
Tipo de distribuição Divisor
u (m
3
/ s)
υ
Re Repetitividade 0,00E+00 2,62E-08 normal 1,0 2,62E-08 infinito
C
c
Correção combinada
0,00E+00
u
c Incerteza padrão combinada normal 2,62E-08 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 5,24E-08
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.17 - Incerteza Expandida Associada à Rotação do Motor de Combustão
Interna
Na Tab. A.18 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à rotação
do motor de combustão interna.
Apêndice 108
Tabela A.18 - Cálculo da incerteza expandida
associada à rotação do motor de combustão interna
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (rpm) Valor bruto (rpm) Tipo de distribuição Divisor u (rpm)
υ
R Resolução 0,0 50,0 uniforme 1,7 28,9 infinito
C
c Correção combinada 0,0
u
c
Incerteza padrão combinada normal 28,9 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 57,7
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.18 - Incerteza Expandida Associada à Massa Específica da Gasolina
Na Tab. A.19 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à massa
específica da gasolina.
Tabela A.19 - Cálculo da incerteza expandida
associada à massa específica da gasolina
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição
Correção (kg / m
3
)
Valor bruto (kg / m
3
)
Tipo de distribuição Divisor
u (kg / m
3
)
υ
R Resolução 0,00 5,00 uniforme 1,7 2,89 infinito
Re Repetitividade 0,00 2,11 normal 1,0 2,11 9
C c Correção combinada 0,00
u
c Incerteza padrão combinada normal 3,57 74
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 7,15
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.19 - Incerteza Expandida Associada à Emissividade da Superfície do
Refrigerador
Na Tab. A.20 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à
emissividade da superfície do refrigerador.
Tabela A.20 - Cálculo da incerteza expandida associada
à emissividade da superfície do refrigerador
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (-) Valor bruto (-) Tipo de distribuição Divisor u (-)
υ
R Resolução 0,00E+00 5,00E-03 uniforme 1,7 2,89E-03 infinito
C
c
Correção combinada 0,00E+00
u
c Incerteza padrão combinada normal 2,89E-03 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 5,77E-03
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
Apêndice 109
A.20 - Incerteza Expandida Associada à Emissividade da Superfície do
Isolante do Trocador de Calor (Gerador) do Sistema de Refrigeração por
Absorção
Na Tab. A.21 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à
emissividade da superfície do isolante do trocador de calor (gerador) do
sistema de refrigeração por absorção.
Tabela A.21 - Cálculo da incerteza expandida associada
à emissividade da superfície do isolante do trocador de
calor (gerador) do sistema de refrigeração por absorção
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (-) Valor bruto (-) Tipo de distribuição Divisor u (-)
υ
R Resolução 0,00E+00 5,00E-03 uniforme 1,7 2,89E-03 infinito
C
c
Correção combinada 0,00E+00
u
c Incerteza padrão combinada normal 2,89E-03 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 5,77E-03
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
A.21 - Incerteza Expandida Associada à Espessura da Parede do
Refrigerador
Na Tab. A.22 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada à
espessura da parede do refrigerador.
Tabela A.22 - Cálculo da incerteza expandida associada
à espessura da parede do refrigerador
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição Correção (m) Valor bruto (m) Tipo de distribuição Divisor u (m)
υ
R Resolução 0,00E+00 5,00E-04 uniforme 1,7 2,89E-04 infinito
C
c Correção combinada 0,00E+00
u
c
Incerteza padrão combinada normal 2,89E-04 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95% Incerteza expandida normal 5,77E-04
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
Apêndice 110
A.22 - Incerteza Expandida Associada ao Volume Interno do Refrigerador
Na Tab. A.23 é mostrado o cálculo da incerteza expandida associada ao
volume interno do refrigerador.
Tabela A.23 - Cálculo da incerteza expandida
associada ao volume interno do refrigerador
Efeitos sistemáticos
Símbolo Descrição
Correção (m
3
)
Valor bruto (m
3
)
Tipo de distribuição Divisor
u (m
3
)
υ
R Resolução 0,0000 0,0005 uniforme 1,7 0,0003 infinito
C
c
Correção combinada 0,0000
u
c Incerteza padrão combinada normal 0,0009 infinito
k
95% Fator de abrangência 2,00
U
95%
Incerteza expandida normal 0,0017
Fontes de incertezas Efeitos aleatórios
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