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PUCRS
PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO RIO GRANDE DO SUL
PRÓ-REITORIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO
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Faculdade de Engenharia
Faculdade de Física
Faculdade de Química
PGETEMA
ESTUDO DO DEFEITO TIPO RECHUPE EM TUBOS DE COBRE
DE TROCADORES DE CALOR
EVANDRO HENDLER BRAMBILA
(ENGENHEIRO MECÂNICO)
DISSERTAÇÃO PARA A OBTENÇÃO DO TÍTULO DE MESTRE EM
ENGENHARIA E TECNOLOGIA DE MATERIAIS
Porto Alegre
Setembro de 2008
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PUCRS
PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO RIO GRANDE DO SUL
PRÓ-REITORIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO
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Faculdade de Engenharia
Faculdade de Física
Faculdade de Química
PGETEMA
ESTUDO DO DEFEITO TIPO RECHUPE EM TUBOS DE COBRE
DE TROCADORES DE CALOR
EVANDRO HENDLER BRAMBILA
(ENGENHEIRO MECÂNICO)
ORIENTADOR: PROF. DR. Carlos Alexandre dos Santos
CO-ORIENTADOR: PROF. DR. Paulo Renato Perez dos Santos
Dissertação Realizada no
Programa
de Pós-Graduação em
Engenharia e Tecnologia de
Materiais (PGETEMA) da Pontifícia
Universidade Católica do Rio
Grande do Sul, como parte dos
requisitos para a obtenção do título
de Mestre em Engenharia e
Tecnologia de Materiais.
Trabalho vinculado ao convênio: PUCRS – SERRAFF.
Porto Alegre
Setembro de 2008
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ESTUDO DO DEFEITO TIPO RECHUPE EM TUBOS DE COBRE
DE TROCADORES DE CALOR
Evandro Hendler Brambila
Esta dissertação foi julgada para obtenção do título de MESTRE EM
ENGENHARIA E TECNOLOGIA DE MATERIAIS e aprovada em sua forma
final pelo programa de Pós – Graduação em Engenharia de Pontifícia
Universidade Católica do Rio Grande do Sul.
__________________________________
Prof. Dr. Carlos Alexandre dos Santos
Orientador – PGETEMA/PUCRS
__________________________________
Prof. Dr. Paulo Renato Perez dos Santos
Co-orientador – PUCRS
BANCA EXAMINADORA
________________________________________
Prof. Dr. Roberto Moreira Schroeder – UFRGS
_____________________________________
Profª. Drª. Eleani Maria da Costa – PGETEMA/PUCRS
________________________________________
Profª. Drª. Maria Ângela Vaz dos Santos – PUCRS
4
“A humildade é o último
degrau da sabedoria.”
(Fernando Pessoa)
5
DEDICATÓRIA
Dedico este trabalho aos meus pais Ilario
Borges Brambila e Irene Hendler Brambila,
pela vida e o amor que a mim dedicaram,
ensinando seus mais importantes princípios
de vida.
Aos meus queridos manos Adriano e Aline,
pelo incentivo e por sempre torcerem pelo
meu sucesso.
À família, pilares de minha vida, pessoas
especiais a quem devo tudo o que sou hoje.
Tenho certeza de que estão vibrando neste
momento.
EHB
6
AGRADECIMENTOS
Em primeiro lugar ao meu orientador e amigo, Carlos Alexandre dos
Santos (grande “Bigorna”), por compartilhar deste sonho, contribuindo de
forma direta para sua concretização, com seu conhecimento e amizade.
Ao meu co-orientador, Paulo Renato Perez dos Santos, por acreditar
no meu trabalho e na minha capacidade, me incentivando e apoiando
sempre. A sua enorme dedicação, paciência e amizade foram fundamentais
para a realização deste trabalho.
Agradeço a Serraff Indústria de Trocadores de Calor, em especial aos
amigos João Carlos Scheibler e Vanderson Scheibler pelo apoio técnico e
financeiro indispensáveis para a realização deste trabalho.
À Prof.ª Maria Angela Vaz do Santos, pela receptividade e pela eterna
disposição em ajudar.
Aos técnicos Airton Soares Nobre e Jaqueval Senna de Ávila, pela
contribuição na montagem da bancada de ensaios.
Aos amigos do NUCLEMAT, CEMM, LEPTA e da SERRAFF: Benno,
Boni, Bruno, Celso, Gaspar, Graciela, Jair (Ratão), Jéferson, Karion, Marcelo,
Marco, Mauro, Oswaldo, Sérginho, Shure e Vanessa.
A
Prof.ª
Ana
Maria
Spohr
por
disponibilizar
o uso
da
máquina
de ensaio.
À Anderson Quadros, pela ajuda na edição das imagens.
Em especial aos meus pais por todo amor, apoio e esforço no
investimento em minha formação, nunca deixando que eu desistisse desta
meta. Aos meus irmãos por todo carinho e união familiar.
A minha amada namorada Mônica Regina Assmann por sempre estar
ao meu lado me proporcionando alegria, pela compreensão e por me
incentivar nos momentos de angustias.
Aos meus amigos engenheiros Estefan Vasconcelos, Filipe Senh
Febras, José Gabriel Melchiors, Sérgio Boscato Garcia, Marcelo Parmentier
Carvalho, Sílvio Santos pelo companheirismo e amizade, especialmente para
os momentos mais difíceis deste trabalho.
À tia Angela Carvalho, pelos conselhos e ajuda na correção.
Enfim, a todos que ajudaram de alguma forma para minha formação.
7
SUMÁRIO
DEDICATÓRIA ............................................................................. 5
AGRADECIMENTOS .................................................................... 6
SUMÁRIO ..................................................................................... 7
LISTA DE FIGURAS ................................................................... 11
LISTA DE TABELAS .................................................................. 19
LISTA DE QUADROS ................................................................. 20
LISTA DE SÍMBOLOS ................................................................ 21
RESUMO .................................................................................... 23
ABSTRACT ................................................................................ 24
1. INTRODUÇÃO ........................................................................ 25
2. OBJETIVOS ............................................................................ 28
2.1. Objetivos Específicos ........................................................................... 28
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................... 29
3.1. Trocadores de Calor ............................................................................. 29
3.1.1. Ciclo de Refrigeração Mecânica .................................................... 30
3.1.1.1.
Compressor ....................................................................... 32
3.1.1.2.
Condensador ..................................................................... 32
3.1.1.3.
Dispositivo de Expansão .................................................... 32
3.1.1.4.
Evaporador ........................................................................ 32
3.2. Fabricação dos Trocadores de Calor de Tubos Aletados ................. 33
3.2.1. Corte e Dobra do Tubo. ................................................................. 33
3.2.2. Construção das Aletas ................................................................... 34
3.2.3. Montagem do Trocador ................................................................. 35
3.2.4. Soldagem das Curvas ................................................................... 35
3.2.5. Teste de Estanqueidade ................................................................ 36
3.3. Transferência de Calor e Meios de Refrigeração ............................... 37
3.3.1. Gelo ............................................................................................... 38
3.3.1.1.
Processo de Formação da Camada de Gelo no Evaporador .
........................................................................................... 39
8
3.3.1.2.
Métodos para Degelos do Evaporador............................... 39
3.3.1.3.
Eficiência do Degelo .......................................................... 40
3.4. Características dos Tubos de Cobre do Evaporador ........................ 40
3.4.1. Propriedades Termofísicas e Mecânicas do Cobre ....................... 40
3.4.2. Corrosão do Cobre ........................................................................ 43
3.5. Integridade Estrutural de Tubos .......................................................... 45
3.5.1. Tensões Residuais ........................................................................ 45
3.5.2. Fadiga ............................................................................................ 45
3.5.3. Influência do Ciclo Térmico nas Deformações .............................. 46
3.5.4. Descrição da Deformação por Rechupe em Tubos de Cobre ....... 48
3.5.5. Rechupe ........................................................................................ 49
3.5.6. Monitoramento da Formação do Rechupe .................................... 51
3.5.7. Reparo do Evaporador com Rechupe ........................................... 51
3.6. Formulação Matemática para os Tubos dos Evaporadores.............. 51
3.6.1. Tensões em um Tubo Livre de Defeitos ........................................ 52
3.6.2. Critérios de Resistência dos Materiais ........................................... 54
3.6.3. Alongamento Radial das Cascas Cilíndricas Sob Pressão Interna 55
4. MATERIAIS E MÉTODOS ...................................................... 56
4.1. Análises Metalográficas ....................................................................... 57
4.1.1. Preparação das Amostras para Análise em Microscopia Óptica e
Microscopia Eletrônica de Varredura ............................................................. 57
4.2. Projeto e Construção da Bancada Experimental de Ensaio ............. 57
4.2.1. Sistema de Refrigeração ............................................................... 58
4.2.2. Ciclo de Refrigeração por Compressão Mecânica a Vapor ........... 59
4.2.3. Componentes Auxiliares do Sistema de Refrigeração................... 62
4.2.4. Fluido Refrigerante ........................................................................ 65
4.2.5. Câmara de Testes ......................................................................... 66
4.2.6. Sistema de Controle, Instrumentação e Aquisição de Dados ........ 68
4.2.6.1.
Controle de Temperatura ................................................... 69
4.2.6.2.
Sensor de Pressão ............................................................ 69
4.2.6.3.
Sensor de Umidade ........................................................... 71
4.2.6.4.
Conversor de Sinal RS-232 / RS-485 ................................ 71
9
4.2.6.5.
Software de Comunicação e Supervisão dos Controladores .
........................................................................................... 72
4.2.7. Implementação do Sistema Principal de Controle da Bancada ..... 72
4.2.8. Carga do Fluido Refrigerante ........................................................ 73
4.2.8.1.
Procedimento de Carga ..................................................... 74
4.2.9. Instrumentação do Sistema ........................................................... 74
4.2.10. Dispositivo para Simplificação do Modelo Real ........................... 75
4.3. Ensaios Mecânicos ............................................................................... 78
4.3.1. Ensaio de Tração Uniaxial ............................................................. 79
4.3.1.1.
Medição da Área de Tubo .................................................. 80
4.3.2. Ensaio de Indentação .................................................................... 82
4.3.3. Ensaio de Indentação Sob Pressão Interna .................................. 85
5. RESULTADOS E DISCUSSÕES ............................................ 87
5.1. Análises Metalográficas ....................................................................... 88
5.1.1. Resultados dos Trocadores de Calor Comerciais ......................... 88
5.1.1.1.
Análise Visual e Retirada de Amostras .............................. 88
5.1.1.2.
Microscopia Óptica do Tubo Novo, Tubo Expandido e do
Tubo Danificado Comercialmente .................................................................. 90
5.1.1.3.
Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) ...................... 98
5.1.2. Resultados dos Evaporadores do Experimento ........................... 105
5.1.2.1.
Análise Visual e Retirada de Amostras ............................ 105
5.1.2.2.
Medição da Profundidade do Rechupe ............................ 106
5.1.2.3.
Microscopia Óptica dos Tubos Danificados ..................... 107
5.2. Instrumentação do Experimento ....................................................... 111
5.2.1. Parâmetros Operacionais e de Controle...................................... 112
5.2.2. Avaliação da Pressão Interna (Sensor p1 e p2) .......................... 115
5.2.3. Avaliação da Temperatura no Evaporador (Sensor T1 e T2) ...... 118
5.2.4. Avaliação da Temperatura na Primeira Seção de Testes do
Evaporador (Sensor T1 e T4) ...................................................................... 121
5.2.5. Avaliação da Temperatura na Segunda Seção de Testes (Sensor
T6 e T2) ....................................................................................................... 122
5.2.6. Avaliação da Temperatura da Camada de Gelo na Segunda Seção
de Testes do Evaporador (Sensor T7) ......................................................... 123
10
5.2.7. Avaliação da Temperatura e Umidade da Câmara de Testes
(Sensor T3 e H1) ......................................................................................... 126
5.3. Ensaios Mecânicos ............................................................................. 128
5.3.1. Ensaios de Tração ....................................................................... 128
5.3.2. Ensaios de Indentação Base 120° ............................................... 132
6. CONCLUSÕES ..................................................................... 141
7. PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS ................... 143
8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..................................... 144
ANEXOS ................................................................................... 150
A.1 - Ensaios de Indentação na Base 90° ................................................ 150
APÊNDICE................................................................................ 154
B.1 - Considerações para a Modelagem Matemática .............................. 154
B.2 - Resultados da Simulação Numérica ............................................... 158
B.3 - Projeto Completo do Condensador ................................................. 162
B.4 - Projeto Completo do Evaporador .................................................... 163
B.5 - Especificação, Descrição e Incerteza dos Instrumentos do Sistema
de Medição ................................................................................................. 164
B.6 - Certificado de Calibração da Máquina Universal de Ensaios ....... 166
B.7 - Certificado de Calibração da Célula de Carga ................................ 167
11
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1. Trocador de calor de tubo aletado (evaporador comercial do
catálogo SERRAFF). ..................................................................... 26
Figura 1.2. Tubo danificado apresentando uma depressão na sua curvatura.
....................................................................................................... 27
Figura 3.1. Trocadores de calor de tubo aletado (evaporador automotivo do
catálogo SERRAFF). ..................................................................... 30
Figura 3.2. Sistema de compressão mecânica de vapor (adaptado de
Stoecker, 2002). ............................................................................ 30
Figura 3.3. Comparação entre o ciclo ideal e o ciclo real de refrigeração em
um diagrama T-s (adaptada de Hermes, 2006). ............................ 31
Figura 3.4. Bobinas de cobre (site da empresa Parapanema). ...................... 33
Figura 3.5. Detalhe do anel espaçador da aleta. .......................................... 34
Figura 3.6. Representação da estrutura molecular da água líquida e do gelo:
(a) água, (b) gelo. .......................................................................... 38
Figura 3.7. Condutividade térmica do cobre puro (Davis, 2003). ................... 42
Figura 3.8. Variação do calor específico com a temperatura do cobre puro
(Davis, 2003). ................................................................................ 42
Figura 3.9. Formato predominante da deformação por rechupe em tubos
(Macdonald, 2007). ........................................................................ 49
Figura 3.10. (a) vaso cilíndrico submetido a pressão interna, (b) corte
circunferencial de um vaso cilíndrico, (c) corte infinitesimal de um
vaso cilíndrico. ............................................................................... 52
Figura 3.11. Círculo de Tensões de Mohr em um vaso cilíndrico. ................. 54
Figura 4.1.Fluxograma da metodologia empregada na construção do
trabalho. ......................................................................................... 56
Figura 4.2. Diagrama esquemático de funcionamento do sistema no ciclo de
refrigeração. ................................................................................... 58
Figura 4.3. Diagrama esquemático de funcionamento do sistema no ciclo de
degelo. ........................................................................................... 59
Figura 4.4. Compressor com carcaça transparente de polimetil-metacrilato
(figura meramente ilustrativa). ....................................................... 60
12
Figura 4.5. Vista isométrica do condensador. ................................................ 60
Figura 4.6. Tubo capilar utilizado para a expansão. ...................................... 61
Figura 4.7. Vista isométrica do evaporador. .................................................. 62
Figura 4.8. Filtro secador. .............................................................................. 63
Figura 4.9. Acumulador de sucção construído. .............................................. 63
Figura 4.10. Visor de líquido e indicador de umidade. ................................... 64
Figura 4.11. Representação esquemática da válvula reversora de ciclo: (a)
ciclo de refrigeração; (b) ciclo de degelo (adaptada de
http://www.hvactc.com/ref_basics/800x600/heat_pumps1.htm). ... 64
Figura 4.12. Ventilador axial de 200 mm. ...................................................... 65
Figura 4.13. Cilindro de fluido R-22. .............................................................. 66
Figura 4.14. Disposição do evaporador dentro da câmara de testes: (a)
desenho; (b) foto. ........................................................................... 67
Figura 4.15. Vista simplificada da bancada de testes. ................................... 67
Figura 4.16. Vista geral da bancada de testes. .............................................. 68
Figura 4.17. Controlador TC-900Riclock da Full Gauge (figura retirada do
Catálogo Full Gauge). .................................................................... 69
Figura 4.18. Sensor resistivo de temperatura (figura retirada do Catálogo Full
Gauge). .......................................................................................... 69
Figura 4.19. Controlador PCT-400Riclock (figura retirada do Catálogo Full
Gauge). .......................................................................................... 70
Figura 4.20. Transdutor de pressão SB38-500V (figura retirada do Catálogo
Full Gauge). ................................................................................... 70
Figura 4.21. Controlador MT-530Riplus da Full Gauge (figura retirada do
Catálogo Full Gauge). .................................................................... 71
Figura 4.22. Conversor de sinal RS-232 da Full Gauge (figura retirada do
Catálogo Full Gauge). .................................................................... 71
Figura 4.23. Tela principal do programa Sitrad
®
da Full Gauge Controls. ..... 72
Figura 4.24. Diagrama elétrico de montagem do controlador principal. ......... 73
Figura 4.25. Detalhe para o encapsulamento do tubo: (a) seção de testes, (b)
vista em corte da seção. ................................................................ 76
Figura 4.26. Desenho da disposição dos sensores no evaporador. .............. 77
Figura 4.27. Foto da disposição dos sensores no evaporador. ..................... 77
13
Figura 4.28. Foto da localização dos sensores de pressão e temperatura na
entrada do evaporador................................................................... 78
Figura 4.29. Fixação e dimensões do corpo de prova. .................................. 79
Figura 4.30. Corpo de prova e seus insertos. ................................................ 79
Figura 4.31. Esquema de medição dos corpos de prova ensaiados.............. 80
Figura 4.32. Medições ópticas da espessura do tubo expandido. ................. 81
Figura 4.33. Máquina para ensaio de indentação EMIC DL2000 (Site da
empresa EMIC). ............................................................................. 83
Figura 4.34. Modelos de bases para o ensaio de indentação. ....................... 84
Figura 4.35. Tubo de cobre pressurizado a 1310,0 kPa (190 psig). .............. 86
Figura 5.1.Fluxograma de apresentação dos resultados. .............................. 87
Figura 5.2. Trocador de calor danificado em uso. .......................................... 88
Figura 5.3. Área danificada do trocador de calor. .......................................... 89
Figura 5.4. Tubo danificado. .......................................................................... 89
Figura 5.5. Corte transversal do tubo danificado. .......................................... 90
Figura 5.6. Amostra longitudinal do tubo novo, aumento de 200 vezes. ........ 91
Figura 5.7. Amostra longitudinal do tubo novo, aumento de 500 vezes (região
em destaque na Figura 5.6). .......................................................... 91
Figura 5.8. Amostra longitudinal do tubo novo, aumento 1000 vezes (região
em destaque na Figura 5.7). .......................................................... 91
Figura 5.9. Amostra transversal do tubo novo, aumento de 200 vezes. ........ 92
Figura 5.10. Amostra transversal do tubo novo, aumento de 500 vezes. ...... 93
Figura 5.11. Amostra transversal do tubo novo, aumento de 1000 vezes
(região em destaque na Figura 5.10). ............................................ 93
Figura 5.12 – Amostra longitudinal do tubo expandido, aumento de 500
vezes. ............................................................................................ 94
Figura 5.13 – Amostra longitudinal do tubo expandido, aumento de 1000
vezes (região em destaque na Figura 5.12). ................................. 94
Figura 5.14 – Amostra transversal do tubo expandido, aumento de 500 vezes.
....................................................................................................... 95
Figura 5.15 – Amostra transversal do tubo expandido, aumento de 1000
vezes (região em destaque na Figura 5.14). ................................. 95
14
Figura 5.16. Amostra longitudinal do tubo danificado comercialmente,
aumento de 500 vezes................................................................... 96
Figura 5.17. Amostra longitudinal do tubo danificado comercialmente,
aumento de 1000 vezes................................................................. 96
Figura 5.18. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente,
aumento de 500 vezes................................................................... 97
Figura 5.19. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente,
aumento de 1000 vezes................................................................. 97
Figura 5.20. Amostra transversal do tubo novo, modo SE, aumento de 2000
vezes. ............................................................................................ 98
Figura 5.21. Amostra transversal do tubo novo, modo SE, aumento de 4000
vezes (região em destaque na Figura 5.20). ................................. 99
Figura 5.22. Amostra transversal do tubo novo, modo BSE, aumento de 2000
vezes. ............................................................................................ 99
Figura 5.23. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo
SE, aumento de 2000 vezes. ....................................................... 100
Figura 5.24. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo
SE, aumento 4000 vezes (região em destaque na Figura 5.23). . 100
Figura 5.25. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo
SE, aumento de 8000 vezes (região em destaque na Figura 5.24).
..................................................................................................... 101
Figura 5.26. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo
BSE, aumento de 2000 vezes. .................................................... 101
Figura 5.27. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo
BSE, aumento de 4000 vezes (região em destaque na Figura 5.26).
..................................................................................................... 102
Figura 5.28. EDS dos elementos químicos no tubo de cobre. ..................... 103
Figura 5.29. Amostra longitunal do tubo danificado comercialmente, aumento
de 2000 vezes. ............................................................................ 104
Figura 5.30. Evaporadores danificados na bancada de testes: (a) evaporador
1; (b) evaporador 2. ..................................................................... 105
Figura 5.31. Tubos danificados retirados do evaporador: (a) tubo 1; (b) tubo
2; (c) tubo 3. ................................................................................. 106
15
Figura 5.32. Método de medição da profundidade do rechupe. .................. 107
Figura 5.33 – Amostra longitudinal do tubo 1, aumento de 100 vezes. ....... 108
Figura 5.34 – Amostra longitudinal do tubo 1, aumento de 500 vezes. ....... 108
Figura 5.35 – Amostra longitudinal do tubo 1, aumento de 1000 vezes (região
em destaque na Figura 5.34). ...................................................... 109
Figura 5.36 – Amostra transversal do tubo 1, aumento de 100 vezes. ........ 109
Figura 5.37 – Amostra transversal do tubo 1, aumento de 200 vezes. ........ 110
Figura 5.38 – Amostra longitudinal do tubo 2, aumento de 100 vezes. ....... 110
Figura 5.39 – Amostra longitudinal do tubo 2, aumento de 500 vezes. ....... 111
Figura 5.40 – Amostra longitudinal do tubo 2, aumento de 1000 vezes. ..... 111
Figura 5.41. Bancada de testes em operação: vista frontal. ........................ 113
Figura 5.42. Bancada de testes vista lateral. ............................................... 114
Figura 5.43. Bancada de testes vista posterior. ........................................... 114
Figura 5.44. Espectro de pressão interno do evaporador. ........................... 115
Figura 5.45. Espectro de pressão interno do evaporador no início do ensaio
(gráfico da região em destaque na Figura 5.44). ......................... 116
Figura 5.46. Espectro de pressão interno do evaporador no início da
formação do rechupe (gráfico da região em destaque na Figura
5.44)............................................................................................. 117
Figura 5.47. Espectro de pressão interno do evaporador no final do ensaio
(gráfico da região em destaque na Figura 5.44). ......................... 117
Figura 5.48. Espectro de pressão interno do evaporador durante a formação
do rechupe (gráfico da região em destaque na Figura 5.44). ...... 118
Figura 5.49. Variação das temperaturas de entrada e saída no evaporador.
..................................................................................................... 119
Figura 5.50. Variação das temperaturas de entrada e saída no evaporador no
início do ensaio (gráfico da região em destaque na Figura 5.49).120
Figura 5.51. Variação das temperaturas de entrada e saída no evaporador
durante o ensaio (gráfico da região em destaque na Figura 5.49).
..................................................................................................... 120
Figura 5.52. Variação das temperaturas de entrada e saída no evaporador no
final do ensaio (gráfico da região em destaque na Figura 5.51). . 121
16
Figura 5.53. Variação das temperaturas de entrada e saída na primeira seção
de testes do evaporador no final do ensaio. ................................ 122
Figura 5.54. Variação das temperaturas de entrada e saída na segunda
seção de testes do evaporador no final do ensaio. ...................... 123
Figura 5.55. Variação da temperatura da camada de gelo. ......................... 124
Figura 5.56. Variação da temperatura da camada de gelo no início do ensaio
(gráfico da região em destaque na Figura 5.55). ......................... 124
Figura 5.57. Variação da temperatura do gelo durante o ensaio (gráfico da
região em destaque na Figura 5.55). ........................................... 125
Figura 5.58. Variação da temperatura do gelo no final do ensaio (gráfico da
região em destaque na Figura 5.57). ........................................... 126
Figura 5.59. Variação da temperatura e umidade da câmara de testes no
início do ensaio (curva verde – temperatura; curva amarela –
umidade). ..................................................................................... 127
Figura 5.60. Variação da temperatura e umidade da câmara de testes no final
do ensaio (curva verde – temperatura; curva amarela – umidade).
..................................................................................................... 127
Figura 5.61. Curva tensão-deformação obtidas no ensaio de tração de N1, N2
e N3. ............................................................................................ 129
Figura 5.62. Detalhe da curva tensão-deformação de N1, N2 e N3 (gráfico da
região em destaque na Figura 5.61). ........................................... 129
Figura 5.63. Curva tensão-deformação obtidas no ensaio de tração de E1,
E2, E3, E4 e D1. .......................................................................... 130
Figura 5.64. Detalhe da curva tensão-deformação de E1, E2, E3, E4 e D1
(gráfico da região em destaque na Figura 5.63). ......................... 130
Figura 5.65. Corpo de prova rompido após o ensaio de tração e corpo de
prova original. .............................................................................. 132
Figura 5.66. Ensaio de indentação do corpo de prova na base de 120°. ..... 132
Figura 5.67. Contato entre o punção indentador e a amostra do tubo. ........ 133
Figura 5.68. Força versus deslocamento do punção indentador para as
amostras N4, N5 e N6. ................................................................ 134
Figura 5.69. Força versus deslocamento do punção indentador para as
amostras E5, E6 e E7. ................................................................. 134
17
Figura 5.70. Tubo de cobre pressurizado ao final do ensaio. ...................... 135
Figura 5.71. Força versus deslocamento do punção indentador para as
amostras P1, P2 e P3. ................................................................. 135
Figura 5.72. Força versus deslocamento do punção indentador para as
amostras D2 e D3. ....................................................................... 136
Figura 5.73. Força versus deslocamento do punção indentador para as
amostras N4, N5, N6, E5, E6, E7, P1, P2, P3, D2 e D3. ............. 137
Figura 5.74. Detalhe do gráfico da Figura 5.73 para as amostras E7, P1, D1 e
D2. ............................................................................................... 137
Figura 5.75. Ensaio da curva do tubo de cobre. .......................................... 138
Figura 5.76. Força versus deslocamento do punção indentador para a
amostra C1. ................................................................................. 139
Figura A.1. Ensaio de indentação do corpo de prova na base de 90°. ........ 150
Figura A.2. Força versus deslocamento do punção indentador para as
amostras N7, N8 e N9. ................................................................ 151
Figura A.3. Força versus deslocamento do punção indentador para as
amostras E8, E9, E10 e P4. ......................................................... 152
Figura B.1. Modelo tridimensional................................................................ 154
Figura B.2. Definição das propriedades do material no programa SolidWorks
®
.
..................................................................................................... 155
Figura B.3. Definição do contato entre o punção indentador e o tubo de cobre
no SolidWorks
®
. ........................................................................... 156
Figura B.4. Definição do tamanho máximo de cada elemento na malha
computacional. ............................................................................. 157
Figura B.5. Malha computacional criada para a simulação do corpo de prova.
..................................................................................................... 157
Figura B.6. Simulação do deslocamento sofrido pelo tubo expandido
submetido a uma carga de indentação de 60 N. ......................... 158
Figura B.7. Simulação da tensão suportada pelo tubo expandido submetido a
uma carga de indentação de 60 N. .............................................. 159
Figura B.8. Simulação do deslocamento sofrido pelo tubo pressurizado com
1310,0 kPa (190 psig), submetido a uma carga de indentação de
60 N. ............................................................................................ 160
18
Figura B.9. Simulação da tensão suportada pelo tubo pressurizado com
1310,0 kPa (190 psig), submetido a uma carga de indentação de
60 N. ............................................................................................ 160
Figura B.10. Comparação dos resultados dos ensaios de indentação com o
simulado. ..................................................................................... 161
19
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1. Propriedades físicas, mecânicas e metalúrgicas do tubo de cobre.
....................................................................................................... 41
Tabela 3.2. Propriedades termofísicas de alguns materiais (Incropera, 2003).
....................................................................................................... 43
Tabela 4.1. Dimensões médias das amostras para o ensaio de tração. ........ 81
Tabela 4.2. Dimensões da base de ensaio e do punção indentador. ............ 82
Tabela 4.3. Dimensões médias das amostras para o ensaio de indentação na
base de 120°. ................................................................................. 85
Tabela 5.1. Quantificação do rechupe para as amostras danificadas.......... 107
Tabela 5.2. Propriedades mecânicas médias das amostras, obtidas no ensaio
de tração. ..................................................................................... 128
Tabela 5.3. Resultados do ensaio de indentação para a base de 120°. ...... 139
Tabela A.1. Dimensões médias das amostras para o ensaio de indentação na
base de 90°. ................................................................................. 151
Tabela A.2. Resultados do ensaio de indentação para a base de 90°. ........ 152
Tabela B.1 – Especificações técnicas do controlador de temperatura. ........ 164
Tabela B.2 – Especificações técnicas do controlador de pressão. .............. 164
Tabela B.3 – Especificações técnicas do controlador de temperatura e
umidade. ...................................................................................... 165
20
LISTA DE QUADROS
Quadro 4.1. Pontos de medições no evaporador: T – temperatura; p
i
–
pressão interna; UR – umidade relativa. ........................................ 75
21
LISTA DE SÍMBOLOS
C
P
Calor específico (J/kg.K);
d Diâmetro interno do tubo (m);
D
0
Diâmetro externo do tubo (m);
D Tubo danificado;
E Tubo expandido;
E Módulo de elasticidade do material ou Módulo de Young (Pa);
F
max
Força máxima de indentação (N);
h Coeficiente de transferência de calor (W/m
2
.K);
k Condutividade térmica do material (W/m.K);
L Comprimento (m);
o
m
Fluxo de massa do fluido (kg/s);
N Tubo novo;
P Tubo novo;
p
i
Pressão interna do tubo (Pa);
p
e
Pressão externa do tubo (Pa);
q
s
Calor absorvido por convecção (W);
Q
a
Calor absorvido (W);
Q
r
Calor rejeitado (W);
Re Número de Reynolds;
r Raio interno do tubo (m);
r
m
Raio médio do tubo (m);
S Entropia do sistema (J/kg.K);
S
0
Seção transversal original do tubo (m
2
);
t Espessura nominal de parede do tubo (m);
T Temperatura (°C);
T
s
Temperatura da superfície (°C);
T
sat
Temperatura de saturação do fluido (°C);
UR Umidade relativa do ar (%);
22
Letras Gregas
α Coeficiente de dilatação térmica (°C
-1
);
δ
r
Profundidade remanescente do rechupe (m);
δ
max
Deslocamento máximo do punção indentador (m);
δ
r
/ δ
max
Retorno elástico do rechupe (%);
∆ Variação;
ρ Massa específica do fluido (kg/m
3
);
ε Deformação linear específica do material (%);
ε
c
Deformação crítica (%);
υ Coeficiente de Poisson;
σ Tensão do material (Pa);
σ
e
Tensão de escoamento do material (Pa);
σ
u
Limite de resistência a tração (Pa);
σ
1
Tensão circunferencial ou tangencial (Pa);
σ
2
Tensão longitudinal ou axial (Pa);
σ
3
Tensão normal ou radial (Pa);
'
3
σ
Tensão contra radial (Pa);
σ
mises
Tensão equivalente de Von Mises (Pa);
σ
tresca
Tensão equivalente de Tresca (Pa);
τ
max
Tensão de cisalhamento máxima no plano (Pa).
23
RESUMO
BRAMBILA, EVANDRO. Estudo do defeito tipo rechupe em tubos de
cobre de trocadores de calor. Porto Alegre. 2008. Dissertação do Programa
de Pós-Graduação em Engenharia e Tecnologia de Materiais, PONTIFÍCIA
UNIVERSIDADE CATÓLICA DO RIO GRANDE DO SUL.
Neste trabalho foi analisado experimentalmente o processo de
deformação radial em tubos de cobre que estão submetidos a ciclos
termomecânicos em trocadores de calor. O objetivo principal consiste no
estudo da formação do defeito tipo rechupe, visando entender a origem da
deformação. Para a repetição do processo de formação do defeito,
construiu-se uma bancada de testes utilizando o fluido refrigerante R-22,
semelhante ao que ocorre em aplicações comerciais. A formação da camada
de gelo externa ao tubo de testes foi feita de maneira artificial, ocorrendo o
degelo por vapor superaquecido, retratando o que ocorre na prática. Foram
utilizados instrumentos de controle e de coleta de dados para a comprovação
da gradual formação do rechupe, relacionando a sua intensidade com a
severidade dos ciclos de pressão e temperatura. As propriedades do tubo
novo, expandido e do tubo defeituoso foram avaliadas com a análise da
microestrutura, ensaios de tração e indentação, observando as diferentes
respostas do material cada estado de processamento mecânico. Com os
resultados obtidos foi possível verificar que a espessura da camada de gelo
possui grande influência na deformação tipo rechupe, e que as curvas dos
evaporadores estão menos sujeitas a formação do defeito que os tubos. O
aumento da perda de carga no evaporador influencia diretamente as
temperaturas do sistema, retratando uma acentuada perda de eficiência. A
ocorrência do rechupe está sempre localizada próxima a entrada do fluido
refrigerante. Finalmente, a correlação entre a má prática operacional, a
ausência de ciclos periódicos de degelo, induz a formação do defeito tipo
rechupe.
Palavras-Chaves: Rechupe, Deformação, Sistema de Refrigeração,
Trocadores de Calor.
24
ABSTRACT
BRAMBILA, EVANDRO. Study of the dent defect in the heat exchangers
copper pipes. Porto Alegre. 2008. Master Thesis. Pos-Graduation Program
in Materials Engineering and Technology, PONTIFICAL CATHOLIC
UNIVERSITY OF RIO GRANDE DO SUL.
In this work was experimentally analyzed the process of radial
deformation in copper pipes submitted to a thermomechanical cycles in heat
exchangers. The main objective is the study of the dent formation in order to
understand the cause of the deformation. A simulator was build using R-22 as
a fluid refrigerant to repeat the process of formation the dent. The external
frost formation on the tube was made in the artificial way. The defrost was
made by hot gas method, same as occurred in commercial applications.
Control devices and sensors were used to measure data and control variable
process to analyse the gradual formation of the dent, relating the intensity of
the deformation with the severity of pressure cycle and temperature. The
properties of the new tube, expanded tube and the defective tube were
evaluated by microstructure analysis, tensile and indentation tests, observing
the different behavior of the material to each state of mechanical processing.
With the results achieved it was possible to verify that the layer thickness of
the ice has great influence in the dent deformation, and the curves of the
evaporator are less subject to the dent formation than pipes. The increase of
pressure drop in the evaporator has directly influence on the temperatures of
the system, which shows one accented loss of efficiency. The dent
occurrence always is located near the entry of the fluid refrigerant. Finally, the
correlation between bad operational practices and the absence of periodic
cycles of defrost induce the formation the dent defect.
Key-Words: Dent, Deformation, Refrigeration System, Heat Exchangers.
25
1. INTRODUÇÃO
Observou-se a ocorrência de problemas isolados em trocadores de calor
comerciais utilizados em sistemas de refrigeração de baixa temperatura. Os
trocadores de calor apresentavam uma deformação radial ao longo do tubo de
cobre, sendo que estes defeitos ocorriam após um determinado ciclo de
trabalho.
Os trocadores de calor (condensador e evaporador) são componentes
termomecânicos usados em processos de transferência de calor, com o
objetivo principal de propiciar a troca de energia entre dois ou mais meios. Eles
são amplamente utilizados na transferência de calor para o armazenamento de
alimentos, climatização de ambientes e no resfriamento ou aquecimento de
líquidos, entre outras aplicações.
Os principais tipos de trocadores de calor podem ser classificados como:
trocador de calor casco-tubo, trocador de calor de placas, trocador de calor de
tubo aletado, trocador de calor evaporativo e trocador de calor tubo-tubo.
O trocador de calor de tubo aletado é o modelo estudado neste trabalho,
possuindo como principais partes: suportes (cabeceiras), tubos e aletas.
Os suportes ou cabeceira é a estrutura do trocador de calor
propriamente dita. Esta parte permite a sustentação dos tubos e é utilizada
para a fixação do mesmo no sistema de refrigeração. Os tubos são o meio
separador entre os dois fluidos, sendo os responsáveis pelo processo de troca
térmica entre os mesmos. As aletas são inseridas nos tubos para aumentar a
área de troca térmica, melhorando a transferência de calor. A Figura 1.1
apresenta um trocador de calor de tubo aletado comercial com a identificação
de seus componentes.
26
Figura 1.1. Trocador de calor de tubo aletado (evaporador comercial do catálogo SERRAFF).
Os trocadores de calor têm uma baixa taxa de degradação em
ambientes normais, e a crescente evolução na sua engenharia tem
possibilitado uma longa vida útil, sendo que a aceleração dos defeitos sempre
está relacionada com a agressividade do ambiente e manutenção deficiente.
Os tubos dos trocadores de calor são fabricados com cobre fosforoso
UNS C12200, material considerado bastante resistente à oxidação e de
propriedades termomecânicas satisfatórias para construção e utilização.
Os defeitos percebidos nos tubos de cobre podem estar associados a
distorções geométricas da seção do tubo, sendo comumente uma alteração
radial na forma do tubo, podendo ser simplesmente nomeado por falha, mas
por se tratar de um problema vindo da indústria, foi incorporado o jargão
técnico para tal fenômeno, sendo este denominado a partir de agora de
“rechupe”.
O histórico de falha por rechupe mostra problemas isolados em
trocadores de calor utilizados em sistemas de refrigeração comerciais a baixa
temperatura. Tais trocadores de calor apresentam uma deformação radial ao
longo do tubo, defeito que ocorre após determinados períodos de trabalho,
conforme exemplo apresentado na Figura 1.2. Todos os trocadores de calor
que sofreram esse tipo de deformação eram empregados em sistemas de
baixa temperatura com formação de depósitos de gelo nos tubos. Também na
Tubos de entrada
e saída do fluido refrigerante
Aletas de alumínio
Suporte do conjunto
(Cabeceira)
Tubos de cobre
27
maioria das situações utilizava-se o sistema de degelo por vapor
superaquecido.
Figura 1.2. Tubo danificado apresentando uma depressão na sua curvatura.
O rechupe nos tubos é decorrente de variações cíclicas de pressão e
temperatura durante a formação do gelo e no degelo. Tais fatores aumentam a
concentração de tensões no tubo, causando a perda das propriedades
termomecânicas características do tubo, e ocasionando assim uma alteração
na estrutura (Noronha, 2005).
O problema do rechupe pode ser relacionado com os tubos de
transporte de petróleo encontrado nas regiões árticas dos oceanos, operando
com elevadas tensões devido à pressão da água e grandes gradientes de
temperatura, encontrando-se uma semelhança nas condições a que estão
submetidos os tubos de evaporadores (Cosham, 2002). Acredita-se que a
formação do defeito tipo rechupe é um processo contínuo e lento,
apresentando sempre um grau de avanço no decorrer do aumento do número
de ciclos, caracterizando-se como uma deformação plástica permanente.
28
2. OBJETIVOS
O objetivo do presente trabalho consistiu no estudo do defeito tipo
rechupe em tubos de cobre utilizados em trocadores de calor, utilizando um
sistema de refrigeração em bancada, aquisição de dados com sensores de
pressão, temperatura e umidade, bem como a realização de análises de
microscopia óptica e microscopia eletrônica de varredura do tubo novo, tubo
expandido, tubo danificado, e ensaios mecânicos de tração e indentação.
2.1. Objetivos Específicos
• Revisão da literatura atualizada em relação à trocadores de calor,
transferência de calor, meios de refrigeração, defeitos em tubos de cobre no
evaporador e formulação matemática para os tubos dos evaporadores;
• Montagem do sistema experimental para a indução do defeito tipo
rechupe no tubo, similar ao encontrado em uso;
• Análise metalográfica e interpretação da mesma nas diferentes etapas
de processamento dos tubos de cobre (novo, expandido e danificado);
• Análise e interpretação dos resultados de ensaios mecânicos para
caracterização das principais propriedades dos tubos (alongamento, tensão de
escoamento e de ruptura);
• Análise do comportamento dos gradientes de pressão e temperatura,
durante os ensaios no simulador.
• Correlacionar as características do material, condições operacionais e a
ocorrência do defeito tipo rechupe.
29
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1. Trocadores de Calor
Trocadores de calor são componentes utilizados para adicionar ou retirar
energia em sistemas. Eles são tipicamente classificados de acordo com o
arranjo do escoamento do fluido e com a sua construção. Eles são utilizados
para realizar o processo da troca térmica entre meios em diferentes
temperaturas. Podem ser utilizados no aquecimento e resfriamento de
ambientes, no condicionamento de ar, na produção de energia, na recuperação
de calor e em processos químicos. Em virtude das muitas aplicações
importantes, a pesquisa e o desenvolvimento dos trocadores de calor têm uma
longa história, e devido à complexidade dos projetos, ainda hoje se busca
aperfeiçoar seu desempenho, além da crescente preocupação pela
conservação de energia e diminuição do custo de projeto (Bejan, 1996).
Os trocadores de calor de tubo aleta são muito utilizados em aplicações
com gás e líquidos, tais como radiadores de automóvel, condicionadores de ar,
serpentinas evaporativas e muitas outras aplicações. O líquido escoa através
de tubos que podem suportar pressões internas relativamente altas e
temperaturas criogênicas.
Trocadores de calor deste tipo possuem uma compacticidade máxima de
330 m
2
/m
3
, sendo extensivamente utilizado em várias aplicações industriais
devido ao seu baixo custo de fabricação, seu baixo peso e por sua
compacticidade.
Os trocadores de calor à ar apresentam um custo reduzido de
manutenção quando comparados com os trocadores de calor evaporativos,
uma vez que não há circulação ou evaporação de água (Stoecker, 1985).
A Figura 3.1 apresenta dois exemplos de trocador de calor com tubos
aletados.
30
Figura 3.1. Trocadores de calor de tubo aletado (evaporador automotivo do catálogo
SERRAFF).
3.1.1. Ciclo de Refrigeração Mecânica
A refrigeração por compressão mecânica de vapor é obtida através da
evaporação de um fluido refrigerante a baixa temperatura em um sistema
fechado. A Figura 3.2 mostra os principais componentes do sistema de
refrigeração.
Figura 3.2. Sistema de compressão mecânica de vapor (adaptado de Stoecker, 2002).
31
A Figura 3.3 mostra os ciclos ideal e real de refrigeração mecânica. O
ciclo ideal considera os processos de compressão e expansão adiabáticos e
reversíveis, representados pela área ABCD da Figura 3.3. O ciclo real
considera todas as influências, como atrito, perdas mecânicas, térmicas e
elétricas, aqui representado pelos pontos 1234 na Figura 3.3.
Figura 3.3. Comparação entre o ciclo ideal e o ciclo real de refrigeração em um diagrama T-s
(adaptada de Hermes, 2006).
O ciclo de refrigeração por compressão mecânica de vapor é constituído
por quatro componentes principais: compressor, condensador, dispositivo de
expansão e evaporador.
Os quatro componentes compõem um ciclo termodinâmico, onde o
compressor succiona fluido refrigerante superaquecido a baixa pressão do
evaporador, comprimindo a alta pressão e alta temperatura. Em seguida, esse
fluido passa pelo condensador, rejeitando calor para o ambiente externo, onde
se condensa. Sob a forma de líquido sub-resfriado, o fluido refrigerante passa
32
pelo dispositivo de expansão originando uma mistura bifásica líquido-vapor a
baixa pressão e temperatura. No evaporador, essa mistura absorve calor do
ambiente e vaporiza-se, retornando novamente ao compressor onde esse ciclo
é repetido continuamente.
3.1.1.1. Compressor
Compressor é um componente essencial ao sistema de refrigeração. Ele
garante a circulação do fluido refrigerante por todo o sistema, fornecendo uma
diferença de pressão entre as linhas de sucção e descarga.
3.1.1.2. Condensador
O condensador é um trocador de calor que tem a função de retirar o
calor do fluido refrigerante e liberá-lo para o ambiente, propiciando sua
condensação.
3.1.1.3. Dispositivo de Expansão
A função do dispositivo de expansão é controlar o fluxo de refrigerante
em função da taxa de evaporação e manter um diferencial de pressão. Existem
dois tipos básicos: o tubo capilar e a válvula de expansão.
O tubo capilar é um dispositivo de expansão empregado para diminuir a
pressão do fluido através da perda de carga, sua expansão se dá através do
atrito entre o refrigerante e as paredes do tubo e da aceleração do escoamento
durante o processo de mudança de fase.
3.1.1.4. Evaporador
Este trocador de calor é utilizado no ambiente que se deseja refrigerar,
fazendo a troca de calor do fluido a baixa pressão possibilitando a vaporização
do líquido. A temperatura que o refrigerante sai do evaporador é maior do que
a temperatura de ebulição. Esta diferença de temperatura é chamada de
superaquecimento, devendo situar-se entre 3 e 6 °C.
33
3.2. Fabricação dos Trocadores de Calor de Tubos Aletados
Neste item é abordado o procedimento adotado para a fabricação de
trocadores de calor de tubo aletado, os quais são construídos em várias etapas
que serão detalhadas nos tópicos seguintes.
3.2.1. Corte e Dobra do Tubo.
O tubo do trocador de calor é feito em cobre fosforoso por ter
características específicas para esta aplicação como: alta condutibilidade
térmica, boa resistência à corrosão, boa conformabilidade e facilidade de união
por brasagem.
O corte do tubo é realizado através de um cortador orbital, que efetua o
processo através de um corte rotacional em torno do eixo do tubo, não
apresentando qualquer rebarba após seu térmico, já que este processo não
utiliza instrumentos de corte que possam gerar cavacos. Para a realização do
corte, os tubos encontram-se enrolados em um carretel na forma de bobina,
conforme a Figura 3.4, que é inserido em uma seqüência de rodízios que
fazem o alinhamento do tubo com seu eixo, sendo posteriormente cortado no
comprimento especificado no projeto.
Os tubos acabados devem apresentar internamente o brilho metálico do
cobre e isentos de imperfeições mecânicas, tanto internas como externas. A
limpeza do tubo deve atender aos requisitos estabelecidos na ABNT NBR
14666.
Figura 3.4. Bobinas de cobre (site da empresa Parapanema).
34
Após a finalização da etapa de corte, os tubos são inseridos na
dobradeira de tubos. Essa máquina proporciona uma curvatura uniforme de até
180 graus. Popularmente este equipamento denomina-se “bengaleira”, sendo
este nome dado pelo fato da máquina executar a dobra do mesmo, fazendo
com que o tubo adquira um formato que lembra uma bengala. Todo este
processo é executado de forma rápida e precisa, fazendo que o desperdício de
material seja nulo, gerando grande ganhos de tempo e a diminuição dos custos
de produção.
3.2.2. Construção das Aletas
As aletas são produzidas através de uma folha de alumínio, em
processos rápidos, mas com certo grau de complexidade, já que a espessura
do material está na ordem de 0,1 ~ 0,2 mm.
O alumínio é utilizado para este fim devido ao seu baixo peso específico,
boa condutibilidade térmica, boa resistência à corrosão, além do domínio de
sua tecnologia de fabricação. Outro dado importante, é que o alumínio possui
propriedades mecânicas que facilitam o processo de construção das aletas,
sendo possível a diminuição da espessura das mesmas, o que leva a um
menor consumo de material.
O processo de estampagem do material consiste na inserção da bobina
no desbobinador da máquina, fazendo uma alimentação contínua da folha de
alumínio para a prensa excêntrica. Com a máquina em funcionamento, a folha
de alumínio é estampada em uma matriz de pinos, que confere o formato das
aletas, sendo posteriormente recortada e dividida em pedaços. A Figura 3.5
mostra em detalhe a aleta e os anéis espaçadores.
Figura 3.5. Detalhe do anel espaçador da aleta.
35
A prensa que faz a estampagem da aleta é de vital importância para
uma boa eficiência do trocador de calor, pois quanto maior a precisão e
aderência do colar ao tubo, maior será sua eficiência.
3.2.3. Montagem do Trocador
No primeiro momento as bengalas são inseridas em seqüência nas
aletas, formando o monobloco do trocador de calor. O tubo de cobre é
conformado a frio por um expansor mecânico que tem a função de aumentar o
diâmetro dos mesmos, dando rigidez ao conjunto e uma perfeita aderência das
aletas com os tubos.
O processo de expansão do tubo é uma deformação elástica/plástica,
seguido de uma relaxação elástica do tubo. Este procedimento propicia uma
máxima performance por área de troca, com o pacote atingindo o seu
comprimento final, e as aletas ficando distanciadas através do seu anel
espaçador.
A expansão de trocadores de calor confeccionado em outros materiais é
difícil. “Não é possível expandir tubos de latão, devido ao surgimento de micro-
trincas durante a conformação mecânica a frio dos tubos. Também não é
possível expandir tubos de aço carbono e aço inoxidável, devido ao elevado
retorno elástico do material, o que reduz o contato tubo-aleta, diminuindo a
performance do trocador” (site da empresa Gea do Brasil).
3.2.4. Soldagem das Curvas
A solda dos tubos é feita por brasagem, e esta etapa faz parte do
procedimento para a união das curvas com as bengalas, fazendo o fechamento
do trocador de calor.
Brasagem é um processo de união de metais através do aquecimento
abaixo da temperatura de fusão dos mesmos, adicionando-se uma liga de
solda (metal de adição) no estado líquido, a qual penetra na folga entre as
superfícies a serem unidas. Ao se resfriar, a junta torna-se rígida e resistente.
O cobre é provavelmente o metal mais fácil de ser brasado, existindo uma
gama de metais de adição para ligas de cobre. A uma temperatura superior de
480 °C, o metal de adição é depositado na peça se recristalizando.
36
A boa qualidade das brasagens é de fundamental importância para
evitar eventuais reprocessos, devido a vazamentos e/ou entupimentos nos
pontos de brasagem. Para que todos esses efeitos ocorram de forma
satisfatória, algumas características fundamentais da preparação das juntas
devem ser observadas: as partes a serem unidas devem estar completamente
limpas, isentas de óleo, graxa, poeira, tinta, oxidação e detritos de qualquer
natureza; as folgas devem estar compreendidas entre os valores especificados
para o método de aquecimento empregado; o metal de adição e fluxo devem
ser adequados às ligas de materiais base a serem unidas.
Os metais de adição são constituídos de cobre e fósforo no caso da
solda Foscoper, fósforo e prata no caso da solda Silfoscoper. Estes metais de
adição são muito utilizados em indústrias de refrigeração e ar condicionado,
eles suportam temperaturas de trabalho entre aproximadamente -50 °C e
200 °C. As ligas de Silfoscoper diferenciam-se das ligas de Foscoper por
apresentarem melhor desempenho na brasagem de componentes sujeitos a
vibração. Quanto maior o teor de prata, maior a resistência à vibração (Brastak,
2008).
3.2.5. Teste de Estanqueidade
A metodologia do teste constitui-se em pressurizar o equipamento com
nitrogênio e submergi-lo em um tanque com água, verificando se há liberação
de bolhas do trocador de calor. Se depois de transcorrido cinco minutos não
houver nenhuma bolha de ar proveniente do interior do equipamento, pode-se
considerar o mesmo como operacionalmente estanque.
Após o ensaio de estanqueidade, as peças são lavadas com um jato de
pressão com água para remoção de eventuais impurezas sólidas e líquidas de
processo. Finalmente, as peças são secas por um jato de ar a alta pressão e
embaladas para entrega.
37
3.3. Transferência de Calor e Meios de Refrigeração
Denomina-se como calor sensível a quantidade de calor empregada
para que haja variação de temperatura em uma substância. Os modos de
transferência de calor podem ser de condução, convecção e/ou irradiação.
Transformação de Fase
Transformação de fase em substâncias ocorre conforme o diagrama de
fases. Mudanças de pressões ou de temperatura podem ocasionar a mudança
de fase.
Durante a mudança de fase, as substâncias absorvem ou liberam uma
certa quantidade de energia, isto é, o calor latente corresponde a energia da
transformação ocorrida. O calor latente de uma substância é a quantidade de
calor cedida ou recebida, sem variação de temperatura, alterando somente a
sua fase para uma dada substância pura. Cada transformação de fase exige,
para uma mesma quantidade de substância, uma quantidade específica de
calor para que o processo ocorra.
Condensação
Uma vez que envolvem o movimento do fluido, a ebulição e a
condensação são classificadas como formas de transferência de calor por
convecção. De fato, durante a ebulição ou condensação, altas taxas de
transferência de calor podem ser alcançadas com pequenas diferenças de
temperatura.
A condensação se dá quando a temperatura de um vapor é reduzida
abaixo de sua temperatura de saturação, ocorrendo a transformação de fase
do estado gasoso para o estado líquido, mediante o desprendimento de calor.
Ebulição
Quando a evaporação ocorre em uma interface líquido-vapor é
denominada ebulição, assim a temperatura da superfície (T
s
) excede a
temperatura de saturação (T
sat
) correspondente a pressão do líquido. O calor é
38
transferido a partir de uma superfície sólida para a líquida, e a forma apropriada
da lei de Newton do resfriamento é:
)(
satss
TThq −=
(3.1)
onde q
s
é o calor absorvido por convecção e h é o coeficiente de transferência
de calor.
O processo é caracterizado pela formação de bolhas de vapor que
crescem e subseqüentemente se desprendem da superfície. Este processo
retira grandes quantidades de calor em um pequeno intervalo de tempo.
3.3.1. Gelo
A mesma massa de água tem volumes diferentes nas fases líquida e
sólida, pois ao passar de uma fase para outra, o volume varia em
aproximadamente 9 %, ao contrário da maioria das outras substâncias.
(Hoffenbecker, 2004). Na Figura 3.6 pode-se ter uma melhor compreensão da
estrutura molecular da água e do gelo.
(a) (b)
Figura 3.6. Representação da estrutura molecular da água líquida e do gelo: (a) água, (b) gelo.
39
3.3.1.1. Processo de Formação da Camada de Gelo no
Evaporador
Quando a temperatura da superfície do tubo é inferior a 0 °C, há
formação de gelo em sua superfície. O vapor de água contido no ar irá
precipitar, liberando calor latente e sensível.
O processo de formação de gelo na superfície do evaporador é resultado
de dois mecanismos. O primeiro é a formação de pequenas partículas de gelo
existentes na corrente de ar e que aderem as paredes do evaporador,
formando a camada de gelo. O segundo mecanismo para o crescimento de
gelo é por difusão do vapor de água nas superfícies frias dos evaporadores
(Reindl, 2007).
A massa de água que é transferida para a superfície fria cria dois distintos
efeitos na camada de gelo. A porção de vapor de água depositada na camada
de gelo contribui para o crescimento da mesma, enquanto o vapor de água
muda de fase, compactando a camada de gelo (Reindl, 2007).
O acúmulo de gelo é um sério problema que reduz a capacidade e
eficiência de refrigeração do sistema. A redução da performance é observada
pela baixa condutividade da camada de gelo, a qual é uma resistência térmica
entre o ar e o tubo que escoa fluido refrigerante. A redução do fluxo de ar pelo
bloqueio dos canais por onde passa se traduz em um direto aumento de perda
de carga, acelerando ainda mais a densificação da camada em formação
(Yang, 2003).
3.3.1.2. Métodos para Degelos do Evaporador
Em sistemas de refrigeração, o gelo precisa ser removido periodicamente
para melhorar a eficiência da operação, sendo possível ocorrer de diversos
modos: (1) degelo natural por parada do compressor; (2) degelo por resistência
elétrica; (3) degelo por vapor superaquecido ou inversão de ciclo.
O degelo natural geralmente é utilizado em sistemas onde a temperatura
desejada do ambiente é superior a 1 °C (Hewitt, 2008), e tais sistemas
requerem tempos de degelos maiores que outros métodos.
O degelo por resistência elétrica é feito com a inserção de resistências
próximas ao bloco do aletado, sendo acionada quando programada, possuindo
40
um tempo de parada menor do equipamento quando comparada com o
anterior.
O degelo por vapor superaquecido é o método mais comum para
remoção das camadas de gelo em grandes equipamentos, justificando seu
maior custo inicial pela rapidez com que é realizado.
3.3.1.3. Eficiência do Degelo
O processo de degelo tem de ser cuidadosamente coordenado para que
não seja desperdiçada energia no evaporador, maximizando assim o trabalho
do sistema.
Para uma boa eficiência do sistema é necessário identificar os
parâmetros otimizados de degelo, fazendo uma correta determinação do tempo
do ciclo de degelo, cuidando para que não ocorra um sobreaquecimento do
ambiente refrigerado, aumentando assim o consumo de energia do
equipamento no ciclo de refrigeração.
3.4. Características dos Tubos de Cobre do Evaporador
3.4.1. Propriedades Termofísicas e Mecânicas do Cobre
O cobre e suas ligas têm uma longa história de utilização bem sucedida
como materiais para trocadores de calor e sistemas de refrigeração, sendo um
dos maiores grupos dos metais comerciais. Estes materiais apresentam boa
resistência à corrosão, elevada condutividade térmica e elétrica, são facilmente
conformados e soldados, não magnéticos, apresentando boas propriedades
mecânicas.
Tubos produzidos com ligas de cobre são extensamente utilizados para
transporte de água potável em residências, construção de trocadores de calor,
linhas hidráulicas para água do mar, entre outras aplicações. Também pode ser
verificado o uso do cobre na indústria petrolífera, química e aeroespacial.
Os tubos de cobre apresentam uma grande variedade de diâmetros, bem
como espessura de parede, desde diâmetros muito pequenos como tubos
capilares até tubos de 300 mm.
41
O tubo de cobre utilizado no presente estudo e para a construção de
trocadores de calor possui o diâmetro de 15,870 mm ± 0,051, com espessura
de parede de 0,400 mm ± 0,033. O material do tubo é UNS C12200 e suas
propriedades físicas, mecânicas e metalúrgicas podem ser visualizadas na
Tabela 3.1. Os símbolos σ
e
e σ
u
, correspondem ao limite de escoamento e o
limite de resistência a tração do material. Maiores informações sobre as
propriedades do tubo de cobre empregado em refrigeração podem ser obtidas
na norma ASTM B68.
Tabela 3.1. Propriedades físicas, mecânicas e metalúrgicas do tubo de cobre.
Especificadas pela norma ASTM B68 Laudo técnico do fabricante
Composição
Química
0,04 % < P < 0,015 %
Cu > 99,9 %
Composição
Química
P – 0,0168 %
Cu - Restante
Dureza superficial
(Escala/valor):
R 15T/65 máximo
58 HB
Dureza:
R 15T/48
40 HB
σ
e
(MPa) 62 σ
e
(MPa) 68
Tamanho de Grão
(mm):
0,040 máximo
Tamanho de
Grão (mm):
0,030
σ
u
mínimo (MPa)
205 mínimo
σ
u
mínimo (MPa)
238
Alongamento
mínimo em
50 mm de
comprimento (%):
40
Alongamento
mínimo em
50 mm de
comprimento (%):
48
O fabricante dos tubos ainda informa que os mesmos foram ensaiados
individualmente, com uma pressão interna de 6,21 MPa (900 psig), sem
apresentar falhas.
No processo de fabricação do tubo, sua conformação se dá a frio, o que
aumenta suas tensões internas e dureza, resultando em um material mais
encruado. O processo realizado para a remoção interna das tensões é o
recozimento mole (O50), devolvendo a ductibilidade ao material sem afetar
42
sensivelmente as suas propriedades. A temperatura ideal para recozimento do
tubo de cobre fosforoso, UNS C12200, é 240 °C (Davis, 2003).
A condutividade térmica e elétrica do cobre é alta, porém ela varia com a
temperatura do material, apresentando uma condutividade máxima de
19600 W/m.K para a respectiva temperatura de -263 °C. Na Figura 3.7 é
ilustrada a variação da condutividade térmica do cobre puro com a
temperatura.
Figura 3.7. Condutividade térmica do cobre puro (Davis, 2003).
Também é possível relacionar o calor específico do cobre com a sua
temperatura, conforme a Figura 3.8.
Figura 3.8. Variação do calor específico com a temperatura do cobre puro (Davis, 2003).
43
A Condutividade térmica (k) é uma propriedade física dos materiais que
descreve a habilidade dos mesmos conduzirem calor para uma dada
temperatura. Na Tabela 3.2 são apresentados exemplos de alguns materiais,
sendo os valores obtidos de Incropera (2003) para uma temperatura média de
referência de 25°C.
Tabela 3.2. Propriedades termofísicas de alguns materiais (Incropera, 2003).
Material
Temperatura
(K)
Massa Específica
(kg/m
3
)
Condutividade Térmica
(W/m.K)
Cobre 300 8933 401
Alumínio 300 2702 237
Gelo 273 920 1,88
Água 295 997 0,604
Neve 273 110 0,049
Poliestireno
300 55 0,027
Ar 300 1,161 0,026
3.4.2. Corrosão do Cobre
Cobre e suas ligas são amplamente utilizadas em diferentes meios, isto
se vale por ter excelente resistência à corrosão. Outro fato importante de se
considerar sobre as propriedades do cobre é a sua resistência à incrustações
biológicas chamada de “Biofouling”.
Cobre e suas ligas são resistentes à soluções salinas e soluções
alcalinas. Entretanto, o cobre é suscetível ao rápido ataque por oxidação ácida,
oxidação de sais por metais pesados, amônia (NH
3
) e enxofre. A resistência à
soluções ácidas depende principalmente da severidade das condições de
oxidação na solução.
Em soluções aquosas e com temperatura ambiente, o produto
predominante da corrosão é o óxido cuproso (Cu
2
O), o qual possui coloração
vermelho violeta, responsável pela proteção do cobre.
As ligas de cobre fosforosas têm excelente resistência à corrosão na
água do mar, porém são muito sensíveis à corrosão-erosão em altas
44
velocidades, limitando a velocidade do escoamento entre 0,6 e 0,9 m/s (Davis,
2003). Processos que contribuem para o aumento da resistência mecânica em
cobre fosforosos geralmente melhoram sua resistência à erosão. A corrosão-
erosão é a degradação do material induzido pelo fluxo, o contato do meio
aquoso em movimento com o material causa o desgaste do filme de óxido
passivador do cobre, provocando a corrosão por dissolução do metal (Chiesa,
2002).
O processo de corrosão por pites ocorre em apenas uma reduzida área
da superfície atacada. A corrosão por pites é uma perda localizada de massa,
podendo ocorrer uma perfuração da área atingida. A corrosão por pites se
divide em dois estágios, a formação do pite e a propagação. O início do pite se
dá pela destruição do filme superficial protetor, e a propagação do pite se dá
pelo aprofundamento do pite.
Corrosão-fadiga usualmente está associada à corrosão por pites e por
flutuações cíclicas de temperaturas e de pressão.
A corrosão intergranular é freqüentemente encontrada em tubulações que
utilizam altas pressões de vapor. Este tipo de corrosão penetra no cobre pelos
contornos de grãos, se propagando em profundidade até o vazamento do
mesmo.
A adição de elementos de liga como estanho e níquel pode aumentar a
resistência à corrosão do cobre. É de vital importância no projeto do trocador
de calor saber as condições de serviço a qual o mesmo será submetido, com
isto será possível prever condições de operações agressivas.
É possível de se fazer a limpeza da camada preta de óxido na superfície
de cobre com banhos ácidos. As soluções indicadas são o ácido sulfúrico
(H
2
SO
4
) ou ácido clorídrico (HCl). Deve-se evitar o uso de substâncias
corrosivas, pois elas podem degradar completamente o cobre, já que o referido
é sensível a compostos de enxofre (sobretudo sulfetos), amônia e compostos
contendo radicais amina (Davis, 2003).
O comportamento do cobre em condições ambientais variadas sob o
aspecto de corrosão pode ser crítico, com atmosferas que contenham tais
substâncias: acetileno, ácido carbónico, ácido cianídrico, ácido clorídrico, ácido
crômico, ácido fluorídrico, ácido hidrobrômico, ácido nítrico, ácido pícrico, ácido
45
sulfúrico, anilina, cloreto de cobre, cloreto férrico, cianeto de potássio, cianeto
de sódio, dicromato de sódio, hidróxido de amônia, mercúrio, misturas com
amônia, nitrato de amônia, nitrato de cobre, peróxido de hidrogênio, peróxido
de sódio, sais de mercúrio, sais de prata, sulfato férrico, sulfeto de hidrogênio,
sulfato de amônia, sulfureto de sódio, compostos a base de enxofre e de cloro,
e outros (Davis, 2003).
3.5. Integridade Estrutural de Tubos
3.5.1. Tensões Residuais
Tensões residuais são aquelas que permanecem na peça quando todas
as solicitações são removidas. O processo de deformação de uma estrutura é
proporcional a tensão imposta. As tensões geralmente estão associadas aos
ciclos de processamento térmico e ou mecânico.
Os gradientes de temperaturas e pressão induzem expansões e
contrações nos tubos de refrigeração, sendo sua vida útil diretamente
relacionada com as condições de trabalho ao qual o mesmo é imposto, pois
quanto maiores os gradientes, menor é o número de ciclos de trabalho pelo
efeito da fadiga.
3.5.2. Fadiga
Uma estrutura metálica sujeita a solicitações cíclicas ou repetidas por
certo tempo de serviço, pode apresentar uma vida útil muito inferior àquela que
está submetida a uma carga estática, devido ao fenômeno chamado de fadiga.
Fadiga está sempre relacionada ao crescimento e propagação de trincas no
material.
A apresentação dos dados de fadiga pode ser feita através do gráfico que
relaciona a resistência à fadiga com o número de ciclos de tensão necessária
para que ocorra a falha.
Um limitante na vida a fadiga é o acabamento superficial das peças. Os
defeitos agem como concentradores de tensão. Assim, componentes bem
polidos possuem maior vida do que os rugosos (Henriques, 2006).
46
Para materiais que não possuem um limite de resistência à fadiga, como
a maioria das ligas de cobre, alumínio e magnésio, normalmente o ensaio é
interrompido quando é atingido um número arbitrário de ciclos (Pinheiro, 2006).
A falha por fadiga que ocorre até um número de 10
3
ciclos é classificada
de fadiga de baixo ciclo. Nessa região, a resistência à fadiga é apenas
ligeiramente menor que a tensão de escoamento do material. Por apresentar
uma falha com baixo número de ciclos, apresentam elevadas tensões e a
deformação plástica é macroscópica (Araújo, 2007). Fadiga de baixo ciclo
freqüentemente está relacionada com tensões repetidas de origem térmica. As
tensões térmicas aparecem quando a variação de dimensões de um
componente, resultante do aumento de temperatura, é impedida de ocorrer
devido algum tipo de restrição. Materiais que possuem uma baixa
condutividade térmica e alta expansão térmica estão mais susceptíveis a ação
da fadiga térmica.
A fadiga de alto ciclo compreende uma faixa de operação de mais de
1000 ciclos de operação, sendo as deformações plásticas extremamente
localizadas (Pinheiro, 2006).
Devido a grande variabilidade dos resultados de testes de fadiga, é
necessário que um mesmo teste seja repetido algumas vezes e que os dados
obtidos sofram um tratamento estatístico.
3.5.3. Influência do Ciclo Térmico nas Deformações
Expansão e contração causadas pelas inversões de temperatura agem
no material criando tensões internas no mesmo. O termo comumente utilizado
para descrever a falha de um material sob repetitiva tensão é fadiga térmica,
sendo ela o mecanismo básico das falhas pelos ciclos de aquecimento e
resfriamento.
Duas condições são necessárias para que se tenha fadiga térmica, uma
forma seria a aplicação de cargas mecânicas e a outra a inversão térmica de
temperatura. A fadiga térmica também está constantemente associada a baixo
número de ciclos e grandes concentrações de tensões.
Estes tubos podem sofrer grandes deformações quando submetidos a
gradientes de temperatura e pressão muito elevados. O fato ocorre quando é
47
feito o degelo em equipamentos de refrigeração. O degelo é realizado para
retirar as camadas de gelo, pois estas ocasionam o bloqueio da passagem de
ar e a diminuição do rendimento do aparelho. À medida que a espessura da
camada de gelo cresce, a performance da unidade de refrigeração decai,
necessitando que o ciclo reverso de degelo seja acionado.
O processo de degelo por vapor superaquecido ocorre quando é invertida
a válvula que controla o fluxo de saída do compressor, jogando a massa de
fluido aquecido no evaporador. O fluido refrigerante superaquecido é
descarregado no evaporador e o ventilador é desligado para que o gelo derreta
e também se economize energia. Quando o ciclo de degelo finaliza, a válvula
inverte o ciclo novamente, jogando fluido refrigerante a baixa temperatura no
evaporador para que ele trabalhe normalmente.
A literatura disponível para trocadores de calor que sofrem pelo processo
de fadiga térmica é escassa. As razões para este fato são as inúmeras
variáveis envolvidas, entre elas pode-se citar: a geometria complexa dos
trocadores de calor, temperatura, pressão, as propriedades termodinâmicas do
gelo e ar úmido.
Pode ser evidenciado que a formação de gelo é dependente da
velocidade do escoamento de ar no evaporador, sendo a formação de gelo
acelerada em baixas velocidades frontais. Também é relacionado que alta
umidade relativa do ar na superfície do trocador de calor aumenta a formação
de gelo (Yang, 2004)
A massa específica de gelo aumenta nas camadas próximas aos tubos
dos trocadores de calor. Com o passar do tempo o vapor de água penetra e se
solidifica através destas camadas, formando uma massa sólida de gelo.
Também pode-se concluir que o aumento da temperatura do ar ambiente
a uma umidade relativa constante, aumenta a camada de gelo nos tubos, isto
pode ser explicado pelo fato do ar a uma alta temperatura e com umidade
relativa constante conter mais vapor de água.
É nas primeiras fileiras de tubos do evaporador, localizadas próximas a
entrada de ar, que se verifica uma maior quantidade de gelo. Isto se deve ao
fato do ar perder umidade a medida que passa pelas fileiras de tubos,
48
formando uma maior quantidade de gelo na entrada do evaporador (Faisal,
2006).
3.5.4. Descrição da Deformação por Rechupe em Tubos de Cobre
É relatado no histórico técnico-comercial que a ocorrência de rechupe nos
tubos dos trocadores de calor se concentra sempre nos tubos de entrada do
fluido refrigerante, geralmente até a terceira fileira. O fato está associado a
maiores gradientes de temperatura, pois é nas primeiras fileiras de tubos que o
fluido refrigerante encontra-se com as menores temperaturas, ocasionando
concentrações de tensões no tubo e a formação de uma camada mais espessa
de gelo (Brambila, 2007).
As temperaturas a que estão submetidos os trocadores de calor são
muito variáveis, podendo-se atingir temperaturas extremas na ordem de -45 °C
para túneis de congelamento.
A amplitude do espectro de pressão é muito grande, conseguindo-se
baixas pressões na sucção do compressor, fato dependente de muitos fatores
como: tipo de fluido refrigerante, dispositivo de expansão, etc; como também
altas pressões no evaporador para o ciclo de degelo.
O defeito em um tubo inicia-se pela propagação do rechupe ao longo do
seu eixo, sendo um crescimento lento ao longo do tempo, que pode ou não
levar a ruptura do mesmo, necessitando de um reparo imediato ou não (Hojjati,
2007).
O tipo de falha que ocorre como uma deformação repentina pode se
manifestar quando a pressão externa atuando em um tubo de paredes finas
ultrapassa seu valor crítico. As falhas devido à deformação elástica excessiva
são controladas não pela resistência do material, mas pelo seu módulo de
elasticidade. A maneira mais efetiva de se aumentar a rigidez de um
componente é variando-se as dimensões da seção reta (Dieter, 1981).
A Figura 3.9 indica a forma geométrica predominante de deformação e os
principais parâmetros para análise dimensional do rechupe. Os símbolos da
Figura 3.9 indicam respectivamente a profundidade remanescente do rechupe
(δ
r
), diâmetro externo do tubo (D
0
) e espessura nominal de parede do tubo (t).
49
Figura 3.9. Formato predominante da deformação por rechupe em tubos (Macdonald, 2007).
3.5.5. Rechupe
Com a evolução da engenharia nos últimos anos, conseguiram-se
processos de fabricação melhores e mais eficientes, levando a uma redução da
espessura e peso dos materiais, trazendo a tona problemas ainda inexistentes
no campo de refrigeração, é o caso do rechupe. O rechupe é um caso novo e
pouco comum de deformação na refrigeração, permanecendo ainda sem um
estudo científico.
Quando se diz que o rechupe é um caso pouco comum na refrigeração,
isto se deve ao fato de o mesmo estar restrito a poucos casos de aplicação
com espessas camadas de gelo, ou ainda, a junção de todas as variáveis
necessárias para a ocorrência do fenômeno, que pode estar associado ao mau
uso do equipamento.
O desenvolvimento de uma falha mecânica em tubo de cobre pode estar
associado a uma ação mecânica que provoca o dano imediatamente, ou por
uma tensão cíclica que é imposta ao material aumentando com o passar do
tempo.
Segundo Davis (2003), rigidez e resistência ao rechupe (“dent”) são
propriedades importantes para a fabricação do trocador de calor do ponto de
50
vista mecânico. A rigidez do tubo é proporcional a espessura de parede,
diâmetro e módulo de elasticidade.
A resistência ao rechupe está relacionada ao limite de escoamento do
tubo, podendo a formação do rechupe ocorrer de duas formas: impacto de
carga ou excessiva pressão.
Um fenômeno de defeito igual ao que ocorre nos tubos dos evaporadores
é encontrado nos dutos de petróleo e de gás. A definição para os defeitos
encontrados nos dutos é uma depressão grosseira na curvatura da parede do
tubo, apresentando uma deformação plástica permanente. Normalmente, esta
mudança na curvatura circular da parede dos tubos contém redução de
espessura, bem como corrosão, abalroamentos por máquinas e deslocamento
do solo (Macdonald, 2007).
É relatado segundo Pinheiro (2006) que as deformações plásticas
permanentes causam concentração de tensões no local do rechupe e uma
redução do diâmetro no local da deformação.
Segundo David (2001), os três pontos de maior concentração de tensão
no tubo danificado são: um na parte do meio do rechupe, e os outros dois no
ponto de inflexão das paredes do tubo.
Segundo Blachut (2007), se tem estudado extensivamente nos últimos
anos abalroamentos em dutos, pressurizados e não pressurizados. Para
perceber os riscos que estes defeitos podem causar na integridade estrutural
do duto. A razão do diâmetro externo para a espessura do tubo está entre 18 e
108. O maior número de testes é realizado para a relação em torno de 50.
O rechupe pode ocorrer com ou sem pressão interna no tubo e a
severidade do dano está ligado diretamente a magnitude das pressões e
temperaturas envolvidas. Os defeitos por rechupe são mais prováveis que
ocorram em tubos que contenham misturas bifásicas aos que possuem
somente vapor. Isto se deve ao fato de o espectro de pressão dos líquidos ser
mais agressivo em magnitude do que o de gases (Baker, 2004).
51
3.5.6. Monitoramento da Formação do Rechupe
O monitoramento da formação de rechupe é uma difícil tarefa a ser
realizada, sendo as técnicas com ultra-som não confiáveis, devido a morfologia
da falha do rechupe (Cosham, 2002).
Há grande dificuldade em se trabalhar com extensometria com bruscas
variações de temperatura, uma vez que pode gerar grandes distorções na
leitura das medidas (Window, 1982).
Não é simples de se avaliar a deformação na parte interna do tubo com
extensômetros, pois o mesmo é selado com solda para que não ocorra
vazamento do fluido refrigerante, inviabilizando a realização das medidas na
parte interno do tubo. Quase sempre os sistemas de medição possuem uma
grande camada de gelo sobre o sensor, perfazendo uma grande pressão e
trabalhando sob condições críticas de temperatura e umidade, necessitando de
profissionais com grande experiência em extensometria e tempo para
desenvolvimento de equações matemáticas que relacionam a variação da
resistividade do sensor com as deformações da estrutura.
3.5.7. Reparo do Evaporador com Rechupe
A formação de rechupe pode causar o vazamento do fluido refrigerante e
a descompressão do sistema de refrigeração, necessitando de um reparo
imediato. Entretanto, a ruptura do tubo geralmente é precedida pela
deformação plástica e a diminuição da vazão de fluido, necessitando o reparo
não pelo fato da descompressão, mas sim pelo mau funcionamento do sistema
que trabalha fora das condições de projeto. O aquecimento gerado pela não
aspiração de fluido refrigerante pode ainda provocar a queima do motor do
compressor.
3.6. Formulação Matemática para os Tubos dos Evaporadores
Os tubos de trocadores de calor são modelados matematicamente como
vasos de pressão cilíndricos. Estes por sua vez são projetados para serem
estanques ao armazenamento, e utilizados na condução de líquidos e gases
sob pressão. Quando os vasos de pressão tem paredes finas comparadas com
52
as outras dimensões, são incluídos dentro de uma categoria geral conhecida
como estruturas de cascas.
3.6.1. Tensões em um Tubo Livre de Defeitos
Considerando a pressão interna (p
i
) atuando na superfície interna do vaso
cilíndrico de comprimento (L), pode-se denominar de tensões normais as que
atuam em direções perpendiculares ao eixo do tanque. A Figura 3.10 ilustra um
vaso cilíndrico de diâmetro (d) e espessura (t) submetido a pressão interna.
(a)
(b) (c)
Figura 3.10. (a) vaso cilíndrico submetido a pressão interna, (b) corte circunferencial de um
vaso cilíndrico, (c) corte infinitesimal de um vaso cilíndrico.
A tensão σ
1
é chamada de tensão circunferencial ou tangencial, a tensão
σ
2
é chamada de tensão longitudinal ou tensão axial, e a σ
3
é chamada de
tensão radial ou normal. A tensão
'
3
σ
é denominada para este caso de contra-
53
radial. Considerando-se a casca cilíndrica em estado de membrana, com
(D
o
/t > 10), a tensão circunferencial pode ser descrita como (Hibbeler, 2000):
t
rp
i
⋅
=
1
σ
(3.2)
A tensão longitudinal σ
2
é obtida a partir do equilíbrio de um corpo livre
como:
t
rp
i
2
2
⋅
=
σ
(3.3)
Comparando as Equações (3.2) e (3.3), vê-se que a tensão
circunferencial em um vaso cilíndrico é igual ao dobro da tensão longitudinal:
21
2
σ
σ
⋅
=
(3.4)
Dessa maneira, a resistência longitudinal do tubo pressurizado deve ser
duas vezes maior que a resistência circunferencial. Os resultados são mais
próximos aos reais se adotar “r” como o raio interno da casca, já que pode-se
desconsiderar a pequena diferença entre o raio médio “r
m
” e o raio interno “r”.
Pode-se utilizar o elemento cascas para tubos de parede fina, pois nestes
casos as tensões de membrana podem ser consideradas uniformes ao longo
da espessura.
A tensão radial ou normal é desconsiderada quando comparada com as
tensões circunferenciais e longitudinal. Observe que se a tensão normal à
parede do vaso no seu lado interno é σ
3
= -p, a tensão normal à parede do
vaso no seu lado externo é σ
3
= 0. Logo, se a relação raio/espessura do vaso é
r/t ≥ 20 (8 mm/ 0,4 mm = 20), a tensão circunferencial é σ
1
≥ 20 . σ
3
e a tensão
longitudinal é σ
2
≥ 10 . σ
3
, desconsiderando assim a componente radial.
A tensão de cisalhamento máxima absoluta no plano é:
t
rp
2
.
2
1
max
==
σ
τ
(3.5)
O Círculo de Tensões de Mohr para um vaso de pressão cilíndrico em um
ponto situado no lado externo da parede é:
54
Figura 3.11. Círculo de Tensões de Mohr em um vaso cilíndrico.
3.6.2. Critérios de Resistência dos Materiais
Existem dois critérios empíricos gerais que são aceitos para predizerem
as tensões equivalentes em dutos de materiais dúcteis: o critério de Tresca
(máxima tensão cisalhante) e o critério de Von Mises (máxima energia de
distorção).
O critério de Von Mises considera a falha de um material quando a
energia de deformação de distorção atinge ao valor limite no teste uniaxial de
tração. A tensão equivalente calculada utilizando a teoria de Von Mises é:
[ ]
2
13
2
32
2
21
)()()(.
2
1
σσσσσσσ
−+−+−=
mises
(3.6)
e considerando que a tensão radial é nula (σ
3
= 0) e substituindo na Equação
(3.6):
[ ]
2
1
2
2
2
21
)0()0()(.
2
1
σσσσσ
−+−+−=
mises
(3.7)
e realizando simplificações matemáticas na Equação (3.7), temos:
2
221
2
1
σσσσσ
+⋅−=
mises
(3.8)
55
O critério de Tresca diz que acontece o escoamento plástico em um
material, quando o ponto mais solicitado atinge a tensão de escoamento do
ensaio de tração. Este critério é adequado para prever escoamento e ruptura
de materiais dúcteis (Rosas, 2006). Desta forma, o critério de Tresca pode ser
representado por:
31
σσσ
−=
tresca
(3.9)
3.6.3. Alongamento Radial das Cascas Cilíndricas Sob Pressão
Interna
A deformação radial na parede do tubo é obtida a partir da simplificação
lei de Hooke para tensão biaxial:
T
E
c
∆+⋅−=
ασνσε
)(
1
21
(3.10)
sendo α.∆T a parcela da equação correspondente à dilatação térmica do tubo.
Substituindo σ
1
= p.r/t , σ
2
= p.r/2.t, obtêm-se:
)2(
2
νε
−
⋅⋅
⋅
=
t
E
rp
i
c
(3.11)
levando-se, finalmente, este resultado à expressão do alongamento radial:
)2(
2
2
ν
−
⋅⋅
⋅
=∆
t
E
rp
R
i
(3.12)
esta equação representa uma casca cilíndrica longa (D
0
/t > 10), de geometria
definida e material conhecido, a deformação radial induzida pela pressão
interna. O módulo de elasticidade do material é representado por (E), (υ) é o
coeficiente de Poisson do material, (p
i
) a pressão interno no tubo, (t) é a
espessura do tubo e (r) o raio interno do tubo.
56
4. MATERIAIS E MÉTODOS
A Figura 4.1 mostra o fluxograma da metodologia utilizada para a
realização deste trabalho.
Figura 4.1.Fluxograma da metodologia empregada na construção do trabalho.
57
4.1. Análises Metalográficas
4.1.1. Preparação das Amostras para Análise em Microscopia
Óptica e Microscopia Eletrônica de Varredura
Para as análises metalográficas o tubo foi cortado longitudinalmente e
transversalmente em relação ao seu eixo, obtendo assim duas amostras de
cada tubo, sendo duas do tubo novo, duas do tubo expandido, duas do tubo
danificado comercialmente e quatro do tubo danificado na bancada de ensaios,
totalizando 10 amostras.
Para a preparação das amostras, foi realizada uma seqüência de etapas,
consistindo no embutimento a frio em resina acrílica, polimento nas lixas de
granulometria # 220 até # 1200 e polimento na politriz metalográfica com
alumina em suspensão de 1 e 0,25
µ
m, segundo ASTM E3-01.
Após a realização de todos os procedimentos, a amostra foi atacada com
uma solução de FeCl
3
(5 g) + HCl (15 ml) + H
2
O (100 ml) e seca para ser
observada nos microscópios óptico e eletrônico. Esta solução de cloreto férrico
aquoso é clássica para as ligas de cobre (Davis, 2003).
As análises em microscopia óptica foram realizadas no
LAMETT/FENG/PUCRS. No CEMM/IDÉIA/PUCRS foram realizadas as
análises por microscopia eletrônica.
4.2. Projeto e Construção da Bancada Experimental de Ensaio
Este tópico é dedicado a descrição da bancada de ensaios que tem por
finalidade repetir o defeito tipo rechupe em tubos de cobre de trocadores de
calor.
A construção da bancada experimental constituiu-se na montagem de
um sistema de refrigeração completo por compressão mecânica de vapor e no
projeto e instalação do sistema de controle, instrumentação e aquisição de
dados.
O projeto conceitual, dimensionamento, e seleção dos componentes da
bancada foram feitos no Laboratório de Ensino e Pesquisa em
Termofluidodinâmica Aplicada - LEPTA da FENG/PUCRS.
58
A montagem e construção do equipamento foram realizadas no
Laboratório da Empresa SERRAFF, juntamente com o apoio técnico-científico
da PUCRS.
Com a bancada de ensaio foi possível criar diferentes condições de
trabalho para o evaporador, monitorando e controlando as variáveis desejadas,
reduzindo assim o tempo e o número de ciclos necessários para a ocorrência
do rechupe.
4.2.1. Sistema de Refrigeração
A Figura 4.2 mostra o diagrama esquemático de funcionamento do
sistema de refrigeração utilizado na bancada. A Figura 4.3 mostra o diagrama
esquemático de funcionamento no ciclo de degelo.
Figura 4.2. Diagrama esquemático de funcionamento do sistema no ciclo de refrigeração.
59
Figura 4.3. Diagrama esquemático de funcionamento do sistema no ciclo de degelo.
4.2.2. Ciclo de Refrigeração por Compressão Mecânica a Vapor
Para a montagem da bancada experimental, optou-se pela utilização do
ciclo de compressão mecânica de vapor, sendo o mesmo utilizado na maioria
das aplicações. Neste ciclo, o vapor é comprimido, condensado, e
posteriormente tem sua pressão reduzida para que possa vaporizar
novamente.
Compressor
Selecionou-se um compressor hermético de deslocamento positivo,
sendo a razão para esta escolha: pequenas dimensões, baixo nível de ruído,
baixo consumo de energia, robustez estrutural dos componentes e facilidade
para o manuseio.
A seleção desse compressor foi feita com base no maior compressor
hermético que o LEPTA tinha disponível, sendo este da marca Tecumseh
®
,
modelo AE547ES, 220V~/60Hz. Sua potência é de 559,5 W (¾ HP), com um
deslocamento volumétrico de 13,24 cm
3
e uma rotação de 3600 rpm (Figura
4.4).
60
Figura 4.4. Compressor com carcaça transparente de polimetil-metacrilato (figura meramente
ilustrativa).
Condensador
Após a seleção do compressor, foi feito o projeto e a construção do
condensador. A Figura 4.5 mostra o desenho do condensador, e no Apêndice
B.3, apresenta-se o projeto completo do condensador.
Figura 4.5. Vista isométrica do condensador.
Dispositivo de expansão
O tubo capilar foi o dispositivo de expansão escolhido devido a sua
simplicidade, baixo custo e perda de carga constante, fornecendo assim um
fluxo de fluido refrigerante adequado para cada regime de operação. O
dimensionamento do tubo capilar foi feito através do equacionamento
61
termodinâmico tradicional com posterior ensaio para adequação aos
parâmetros de projeto (Stoecker, 2002).
Inicialmente, utilizou-se o comprimento de 1,7 m e diâmetro interno de
1,0 mm (0,042”) para a determinação das características de funcionamento do
sistema. Após a análise desses resultados e por utilizar-se um compressor de
alta pressão de evaporação (HBP – High Back Pressure), decidiu-se pelo uso
de 3 capilares em paralelo para que o sistema entrasse rapidamente em
regime de operação. A Figura 4.6 ilustra o tubo capilar utilizado como
dispositivo de expansão.
Figura 4.6. Tubo capilar utilizado para a expansão.
Evaporador
Os tubos dos evaporadores, foco principal desse estudo, foram
dimensionados e seguiram um padrão de construção. A Figura 4.7 mostra o
desenho do evaporador, e no Apêndice B.4, está a descrição completa do
projeto do evaporador para sua fabricação.
62
Figura 4.7. Vista isométrica do evaporador.
Utilizou-se na construção do evaporador tubos de cobre UNS C12200 de
15,875 mm (5/8”), pois em casos reais observa-se uma grande incidência do
fenômeno rechupe para esse diâmetro de tubo. Provavelmente, esta ocorrência
está associada a sua larga utilização na construção de trocadores na indústria
nacional e pela relação diâmetro e espessura do tubo (D
0
/t).
Para a garantia de um escoamento em regime no tubo do evaporador,
seguiu-se o trabalho de (Matsson e Alfredsson, 1992), onde foi determinado
experimentalmente que o comprimento de tubo necessário seria 40 vezes o
diâmetro do mesmo, comprimento suficiente para que o perfil parabólico de
velocidades fosse atingido considerando um número de Reynolds maior que
1000.
A escolha da espessura do tubo baseou-se simplesmente na adoção do
padrão comercial, que é de 0,40 mm, próprio para refrigeração, conforme
Norma ASTM B68.
4.2.3. Componentes Auxiliares do Sistema de Refrigeração
Filtro secador
O filtro secador é instalado após o condensador com a função básica de
reter contaminantes e retirar a umidade do fluido refrigerante. A Figura 4.8
mostra o filtro secador utilizado com suas extremidades flangeadas.
63
Figura 4.8. Filtro secador.
Acumulador de sucção
Foi instalado um dispositivo para armazenar fluido refrigerante entre o
retorno da válvula reversora e a sucção do compressor para adequar o sistema
as inversões de ciclo. A construção do acumulador de sucção é semelhante ao
mostrado na Figura 4.9, com volume de 0,770 litros. A instalação desse
componente é também uma maneira de garantir que o compressor aspire
somente vapor. Segundo (Hewitt, 2008), a instalação do acumulador auxilia
para que o sistema volte mais rapidamente as condições de trabalho logo após
o degelo.
Figura 4.9. Acumulador de sucção construído.
Visor de líquido
Um visor de líquido foi instalado no sistema para auxiliar o monitoramento
do fluxo de fluido de forma visual. Ele indica se há fluido refrigerante suficiente
através da passagem de uma corrente contínua de líquido. Se o sistema tem
falta de fluido, ou apresenta insuficiência de condensação, bolhas são
percebidas no escoamento.
64
O visor de líquido ainda é capaz de mostrar a presença de umidade
através de um indicador que muda de cor na presença dela. Este sistema
compara com um padrão de escala de cores, informando a condição de
umidade do fluido refrigerante (Figura 4.10).
Figura 4.10. Visor de líquido e indicador de umidade.
Válvula reversora de ciclo
Nas unidades de refrigeração, as válvulas eletromagnéticas de quatro
vias denominam-se como válvulas de reversão de ciclo. Nesta válvula, a
comutação do êmbolo é assegurada pelo dispositivo eletromagnético, que
explora a pressão do sistema para a movimentação da gaveta de distribuição.
A capacidade da válvula reversora de ciclo selecionada é de 10,55 kW,
superior a solicitação do compressor (Figura 4.11).
(a) (b)
Figura 4.11. Representação esquemática da válvula reversora de ciclo: (a) ciclo de
refrigeração; (b) ciclo de degelo (adaptada de
http://www.hvactc.com/ref_basics/800x600/heat_pumps1.htm).
65
Ventilador do evaporador
Foi utilizado um ventilador axial (Figura 4.12) de pequeno porte para
propiciar a movimentação de ar dentro da câmara de testes, garantindo assim
temperaturas mais uniformes devido à convecção forçada. Tomou-se bastante
cuidado na escolha do mesmo, para que não provocasse turbulência dentro da
câmara e sim uma movimentação do fluido para facilitar a homogeneização das
temperaturas.
A potência do motor do ventilador utilizado é de 29 W, com uma hélice de
200 mm de diâmetro.
Figura 4.12. Ventilador axial de 200 mm.
Ventilador do condensador
Utilizou-se também um ventilador axial de 62 W de potência para a
movimentação de ar no condensador, com uma hélice de 250 mm de diâmetro.
O ventilador do condensador é semelhante ao do evaporador (Figura 4.12),
porém de maior potência e maior diâmetro de hélice.
4.2.4. Fluido Refrigerante
Optou-se pela utilização do monoclorodifluormetano (R-22) por suas
características termodinâmicas, facilidade de uso e disponibilidade, além de
vantagens quanto a sua manipulação.
66
O HFC-407C poderia ser uma alternativa ecológica ao R-22, resultando
em um coeficiente de eficácia similar. Entretanto, ele tem a desvantagem de
ser uma mistura azeotrópica de outros refrigerantes (R-32, R-125 e R-134a),
exigindo cuidados especiais ao fazer a carga no sistema e ocorrendo
vazamento, a substituição do fluido refrigerante deverá ser total, devido a ele
não seguir uma linearidade na proporção de mistura perdida (Lopes, 2007).
O hidrocarboneto halogenado HFC-134a também é outra alternativa
ecológica em relação ao R-22, mas resulta em um coeficiente de eficácia
menor. Os refrigerantes são comercializados e transportados em cilindros na
fase líquida, operando assim com quantidades volumétricas reduzidas. Os
cilindros possuem diferentes cores para diferenciação de cada tipo de mistura.
No caso do R-22 a coloração é verde clara, conforme pode ser visto na Figura
4.13.
Figura 4.13. Cilindro de fluido R-22.
4.2.5. Câmara de Testes
Foi utilizada uma caixa de poliestireno expandido (EPS) para abrigar o
evaporador. A caixa possuía as dimensões de 670 x 440 x 350 x 40 mm,
respectivamente ao comprimento, largura, altura e espessura. O volume útil
interno da câmara de testes é de 0,078 m
3
.
A Figura 4.14 mostra a câmara de testes com o evaporador e a
localização de entrada e saída dos tubos do sistema de refrigeração.
67
(a) (b)
Figura 4.14. Disposição do evaporador dentro da câmara de testes: (a) desenho; (b) foto.
Após a seleção de todos os componentes do sistema, fez-se o desenho
em escala no SolidWorks
®
, diagramando o conjunto de maneira que fosse de
fácil visualização, manutenção dos itens, e que a bancada tivesse um tamanho
reduzido, possível de transporte em um veículo automotor de pequeno porte. A
Figura 4.15 mostra uma vista simplificada dos componentes da bancada e a
Figura 4.16 mostra os principais componentes da bancada.
Figura 4.15. Vista simplificada da bancada de testes.
Entrada e saída do
fluido refrigerante
68
Figura 4.16. Vista geral da bancada de testes.
4.2.6. Sistema de Controle, Instrumentação e Aquisição de Dados
Um sistema de controle, instrumentação e aquisição de dados foi
montado para estabelecer o funcionamento da bancada e registrar os valores
de temperatura, pressão e umidade do sistema durante seu funcionamento.
O sistema é composto por um controlador de temperatura e umidade
(MT-30Riplus), dois controladores de pressão (PCT-400Riclock), um
controlador principal de temperatura (TC-900Riclock), e dois controladores
secundários de temperatura (MT-520Riclock e TI-33Riclock).
As especificações, descrição e incerteza dos instrumentos do sistema de
medição encontram-se descritos por completo no Apêndice B.5.
69
4.2.6.1. Controle de Temperatura
A aquisição de dados é feita com sensores de temperatura e
controladores microprocessados modelo TC-900Riclock da Full Gauge
Controls. Os mesmos são monitorados via computador pelo programa Sitrad
(Software Supervisório de Refrigeração e Aquecimento). O controlador
TC-900Riclock possui uma saída para comunicação com o conversor de sinal
RS-232, podendo o controlador operar com dois sensores de temperatura
simultaneamente, conforme visto na Figura 4.17.
Figura 4.17. Controlador TC-900Riclock da Full Gauge (figura retirada do Catálogo Full
Gauge).
A medição de temperatura é feita com um sensor resistivo, que possui
uma capa de proteção em aço inoxidável conforme Figura 4.18.
Figura 4.18. Sensor resistivo de temperatura (figura retirada do Catálogo Full Gauge).
4.2.6.2. Sensor de Pressão
A aquisição das medidas das pressões do evaporador é feita com o
auxílio de controladores microprocessados modelo PCT-400Riclock da Full
Gauge Controls. O controlador selecionado possui uma saída para
70
comunicação com o conversor de sinal RS-232, podendo operar apenas com
um único sensor de pressão (Figura 4.19).
Figura 4.19. Controlador PCT-400Riclock (figura retirada do Catálogo Full Gauge).
Utilizou-se para o monitoramento da variação interna de pressão no tubo
do evaporador o transdutor de pressão SB38-500V da Full Gauge (Figura
4.20). Ele permite a medição de pressão de gases, vapores e líquidos. O
transdutor é produzido numa carcaça de aço inoxidável de alta estabilidade,
possuindo um conector removível em uma extremidade e o sensor com rosca
¼” NPT na outra.
Figura 4.20. Transdutor de pressão SB38-500V (figura retirada do Catálogo Full Gauge).
71
4.2.6.3. Sensor de Umidade
O controle de umidade e temperatura foi feito com o controlador
microprocessado modelo MT-530Riplus da Full Gauge Controls. A medição de
temperatura e umidade é feita com um sensor cerâmico conforme Figura 4.21.
Figura 4.21. Controlador MT-530Riplus da Full Gauge (figura retirada do Catálogo Full
Gauge).
4.2.6.4. Conversor de Sinal RS-232 / RS-485
O conversor de sinal RS-232 é utilizado para comunicação dos
controladores com a porta serial do computador. Sua função é converter o sinal
de comunicação serial padrão RS-232 do computador para o padrão RS-485
dos controladores. Cada interface comunica até 96 controladores (Figura 4.22).
Figura 4.22. Conversor de sinal RS-232 da Full Gauge (figura retirada do Catálogo Full
Gauge).
72
4.2.6.5. Software de Comunicação e Supervisão dos
Controladores
O Sitrad é um supervisório desenvolvido pela Full Gauge Controls,
utilizado para o monitoramento, configuração, armazenamento contínuo de
dados, permitindo a modificação dos parâmetros de controle. Além disso, o
Sitrad gera gráficos e relatórios sobre os dados obtidos no ensaio. No caso dos
parâmetros ultrapassarem os limites previstos, o sistema envia mensagens de
alerta para celulares e e-mails cadastrados. Para fins de ilustração, apresenta-
se na Figura 4.23 a tela principal do programa.
Figura 4.23. Tela principal do programa Sitrad
®
da Full Gauge Controls.
4.2.7. Implementação do Sistema Principal de Controle da Bancada
Um sistema de controle e aquisição de dados, gerenciado pelo software
Sitrad
®
, foi instalado para ler os valores de temperatura e pressão utilizando os
controladores da Full Gauge Controls. Este sistema é composto por 6
controladores e 1 conversor de sinal analógico-digital RS-232 / RS-485.
73
Dos seis controladores utilizados, somente 1 atuou no controle, ficando
os outros 5 disponíveis para leitura de sinais. A Figura 4.24 mostra o diagrama
elétrico da bancada com o controlador principal TC-900Riclock.
Figura 4.24. Diagrama elétrico de montagem do controlador principal.
4.2.8. Carga do Fluido Refrigerante
A quantidade de refrigerante no interior do sistema de refrigeração não
influencia somente no ponto de equilíbrio do sistema, mas também na
intensidade das condições de fadiga do tubo.
74
Sabe-se que a adição de carga de fluido refrigerante eleva todas as
pressões do sistema. À medida que se aumenta a carga de refrigerante,
aumenta-se o nível de líquido no condensador e no evaporador, diminuindo o
volume interno disponível para vapor, provocando assim um aumento das
pressões tanto do lado de alta como o de baixa.
4.2.8.1. Procedimento de Carga
A metodologia para carga de fluido é de inicialmente fazer vácuo no
sistema e em seguida efetuar uma pré-carga. Após isso, esperam-se alguns
minutos para que o fluido refrigerante se distribua em todo o sistema, e então,
recolhe-se o mesmo existente anteriormente.
Depois disso, utilizando uma balança de precisão, faz-se uma nova carga
de fluido refrigerante, colocando-se o sistema em funcionamento. Então é
aferida a pressão de sucção e descarga com o auxílio de um “manifold”, sendo
considerada a carga de fluido como completa quando já em regime de trabalho
estabilizado, as pressões e temperaturas de projeto são alcançadas, e se o
evaporador está com toda a sua área de troca ativa com fluido refrigerante.
O gradiente de temperatura no evaporador diminui à medida que a carga
de refrigerante aumenta, acompanhando o aumento de pressão. Isto ocorre
porque tem mais calor latente no evaporador, reduzindo a temperatura do fluido
refrigerante na saída, bem como o superaquecimento do sistema.
A carga completa de fluido foi realizada no equipamento utilizando 800 g
de fluido refrigerante. Depois aferiu-se a pressão de alta em 1241,1 kPa
(180 psig) na saída do compressor e na baixa de 117,21 kPa (17 psig) no tubo
de sucção.
4.2.9. Instrumentação do Sistema
Para um correto monitoramento do evaporador dentro da câmara de
testes foram definidos, conforme o Quadro 4.1, os pontos e as denominações
referentes a cada ponto monitorado no experimento.
75
Quadro 4.1. Pontos de medições no evaporador: T – temperatura; p
i
– pressão interna; UR –
umidade relativa.
Denominação
Ponto de Medição Unidade Instrumento
T1
Entrada do evaporador
(superfície)
°C TC-900Riclock
T2
Saída do evaporador
(superfície)
°C TC-900Riclock
T3 Câmara de teste °C MT-530Riplus
UR Câmara de teste % MT-530Riplus
T4
Saída do 1° tubo evaporador
(superfície)
°C TI-33Riclock
T5 Meio do evaporador (superfície)
°C TI-33Riclock
T6
Entrada do 6° tubo evaporador
(superfície)
°C TI-33Riclock
T7 Gelo externo ao tubo °C MT-520Riclock
p1 Entrada do evaporador psig PCT-400Riclock
p2 Saída do evaporador psig PCT-400Riclock
4.2.10. Dispositivo para Simplificação do Modelo Real
Para uma melhor utilização da potência de refrigeração disponível,
realizou-se o encapsulamento de parte do evaporador com outro tubo de cobre
de diâmetro e espessura maior.
A simplificação em escala do modelo real não altera em nenhum detalhe
a ocorrência do fenômeno do rechupe, pois o intuito principal da utilização
deste artifício é simplesmente promover a formação do depósito de gelo no
tubo estudado em uma menor escala de tempo possível. A medida de 6,94 mm
na Figura 4.25 refere-se à espessura da camada de gelo externa ao tubo de
refrigeração.
76
O tubo encapsulado também possuía sete saídas para alívio inicial da
dilatação, abertas a atmosfera para que a água não ficasse pressurizada entre
o tubo encapsulante e o de refrigeração, oferecendo assim uma deformação
plástica pelo exclusivo efeito da expansão volumétrica do gelo.
As aletas existentes anteriormente foram removidas para se poder fazer o
encapsulamento do tubo, fato que também não compromete o processo de
formação do rechupe.
(a) (b)
Figura 4.25. Detalhe para o encapsulamento do tubo: (a) seção de testes, (b) vista em corte da
seção.
Os desenhos (Figura 4.26) e as fotos (Figuras 4.27 e 4.28) que seguem,
mostram o posicionamento de alguns dos sensores de temperatura e pressão
no interior da câmara de testes. O posicionamento dos sensores no evaporador
foi feito simetricamente, de modo que fosse instalado alternadamente em cada
seção de tubo desejada.
Por definição, denominou-se como a seção 1 de testes o tubo
encamisado que recebia o fluido refrigerante a baixa pressão de evaporação,
seção compreendida entre os sensores T1 e T4. A segunda seção de testes
estava compreendida entre os sensores T2 e T6, conforme visto na Figura
4.26.
77
Figura 4.26. Desenho da disposição dos sensores no evaporador.
Figura 4.27. Foto da disposição dos sensores no evaporador.
Vaz i
T3/UR
T2
o
T6
T7
p1
p2
78
Figura 4.28. Foto da localização dos sensores de pressão e temperatura na entrada do
evaporador.
Também foi realizado o sensoriamento de alguns pontos importantes no
sistema, como a descarga do compressor, entrada e saída do condensador,
entrada do acumulador de sucção e temperatura ambiente. As medições
nestes pontos tiveram por princípio de se fazer o levantamento das
características termodinâmicas da bancada. O instrumento utilizado para se
medir nestes pontos foi um Penta da Full Gauge Controls, com cinco sensores
resistivos de temperatura.
4.3. Ensaios Mecânicos
Para a caracterização mecânica do material foram realizados ensaios de
tração e indentação, sendo utilizados como amostra o tubo novo, o tubo
expandido (processado na fabricação), tubo pressurizado (tubo selado e com
pressão interna), e o tubo danificado (retirado do evaporador após defeito).
T2
p1
p2
79
O trabalho de caracterização mecânica do material foi desenvolvido em
parceria com a Faculdade de Odontologia da PUCRS e o Serviço Nacional de
Aprendizagem Industrial – SENAI Canoas.
4.3.1. Ensaio de Tração Uniaxial
Os ensaios de tração uniaxiais foram conduzidos de acordo com a norma
ASTM E8M, utilizando corpos de prova preparados conforme padrões da
norma. O comportamento do material foi avaliado medindo-se o deslocamento
da placa, obtendo-se a curva tensão-deformação. A Figura 4.29 mostra o
esquema utilizado para o ensaio de tração, e a Figura 4.30 apresenta a
amostra para o ensaio de tração com seus respectivos insertos.
Figura 4.29. Fixação e dimensões do corpo de prova.
Figura 4.30. Corpo de prova e seus insertos.
80
Os corpos de prova foram fixados na máquina através de duas garras,
sendo a garra superior móvel e a inferior fixa. A garra utilizada para o ensaio
possui um formato especial perfazendo sua apunhadura em toda área circular
do tubo, não criando pontos de concentração de tensão, o que levaria a ruptura
localizada perto da garra, distorcendo o resultado esperado.
A máquina utilizada para o ensaio de tração era da marca EMIC modelo
DL2000, sendo aplicada uma velocidade de tração de 30 mm/min, estando ela
prescrita numa faixa de valores entre 5,5 mm/min até 55,0 mm/min pela norma
ASTM E8M.
4.3.1.1. Medição da Área de Tubo
Antes da realização dos ensaios, foi medido o diâmetro externo (D
0
) de
cada corpo de prova com um paquímetro digital em duas posições defasadas
de 90 graus (0° e 90°) em torno da circunferência, em cinco seções
transversais da área útil de testes. A aferição do diâmetro externo utilizou o
procedimento de medição nos pontos do tubo descrito na Figura 4.31.
Figura 4.31. Esquema de medição dos corpos de prova ensaiados.
As medidas realizadas com o paquímetro na borda do tubo não podem
ser consideradas, pois o corte do mesmo é feito com um cortador orbital, que
deforma sua fina parede, incorrendo em erros de medição. Então adotou-se
81
aqui a metodologia que se baseia em um processo óptico, que utiliza um
microscópio óptico e uma amostra de tubo embutida em resina acrílica, cortada
e polida para garantir a qualidade das medições. A amostra foi medida 2 vezes
em ângulos de 0° e 90°, de modo que a espessura é dada pela média
aritmética dessas medidas (D
0
é a média de 10 medidas com uma incerteza de
±15 µm para tal procedimento). A Figura 4.32 exemplifica o processo de
medição utilizado. A resina injetada no interior dos tubos é para evitar danos à
amostra durante o processo de polimento.
Figura 4.32. Medições ópticas da espessura do tubo expandido.
A Tabela 4.1 apresenta as dimensões médias dos corpos de prova para
o ensaio de tração. Para o cálculo da razão D
0
/t, padronizou-se como
espessura média do tubo novo e expandido respectivamente como:
0,41 ± 0,015 mm e 0,37 ± 0,015 mm para qualquer situação.
Tabela 4.1. Dimensões médias das amostras para o ensaio de tração.
Amostra
D
0
(mm) D
0
/t
N1 15,77 38,46
N2
15,85 38,66
N3 15,80 38,53
E1 16,36 44,21
E2 16,29 44,03
E3 16,36 44,21
E4 16,32 44,11
D1 16,28 44,00
82
Os valores do diâmetro externo podem apresentar uma pequena variação
do padrão especificado pelo fabricante, isto porque o processo de corte
necessita alinhar o tubo numa seqüência de roldanas, deformando o tubo que
perde sua concentricidade, alterando levemente o diâmetro externo do mesmo.
4.3.2. Ensaio de Indentação
Para ensaios de indentação existem três tipos de indentadores:
•
Indentador esférico;
•
Indentador longitudinal;
•
Indentador transversal.
Optou-se por utilizar somente o indentador esférico por se aproximar da
característica do defeito encontrado nos tubos de refrigeração com rechupe. As
dimensões dos corpos de prova e do punção indentador seguiram o padrão de
escala adotado no trabalho de (Pinheiro, 2006), sendo as dimensões da base
de ensaio e do punção indentador descritos na Tabela 4.2.
Tabela 4.2. Dimensões da base de ensaio e do punção indentador.
Componente Parâmetro Valor
Base de ensaio
Espessura (mm) 3,175 (1/8”)
Comprimento (mm) 195
Punção indentador Diâmetro externo (mm) 13,75
A máquina utilizada para os ensaios de indentação é da marca EMIC
modelo DL2000, apresentando uma capacidade máxima de compressão de
20 kN (Figura 4.33). Acoplado a mesa superior da máquina está a célula de
carga, com capacidade máxima de 500 N. O punção indentador é fixado
diretamente na célula de carga, sendo a mesma conectada a um computador
através de uma saída RS-232, fazendo a leitura de dados, graficando
automaticamente a carga aplicada, versus o deslocamento sofrido pelo punção.
83
No Apêndice B.6 e B.7 encontram-se os certificados de calibração da máquina
de ensaios e da célula de carga utilizada na compressão.
Figura 4.33. Máquina para ensaio de indentação EMIC DL2000 (Site da empresa EMIC).
O apoio das amostras foi feito em dois blocos. O primeiro no formato “V”
foi confeccionado segundo (Becker, 2005) e (ASTM D2444, 1999). O bloco V é
feito em aço para não sofrer deformações e possui um ângulo de abertura 90°,
restringindo os deslocamentos na direção vertical. As laterais do bloco são
suficientemente grandes para abrigarem toda a amostra do tubo.
A segunda base de suporte para indentação é semelhante a primeira,
mas com a diferença de ângulo de abertura, que agora é de 120°, seguindo o
padrão de construção de (Blachut, 2007) e (Moffat, 2005). Este modelo é
utilizado porque diminui o atrito das laterais do tubo com a base de suporte,
deixando o tubo com um grau de liberdade para deslocamentos e deformação,
não provocando alterações nos resultados dos ensaios. A Figura 4.34
exemplifica os dois modelos de base testados para realização dos ensaios de
indentação.
As propriedades do punção indentador não foram determinadas, mas
sabe-se que este foi construído em aço normalizado SAE 1045, com dureza
bem superior a do tubo de cobre, comportando-se como um corpo rígido.
Também não foram avaliadas as propriedades da base de indentação, sendo
84
assumida a mesma como uma superfície resistente o bastante para não sofrer
deformações.
Figura 4.34. Modelos de bases para o ensaio de indentação.
Após a realização de ensaios preliminares optou-se pela segunda base
de suporte por proporcionar um resultado mais confiável devido ao atrito
reduzido nas bordas de ataque. No Anexo A.1, encontram-se os resultados de
indentação para a base de 90°.
Os ensaios de indentação são considerados trabalho a frio. Estudos
identificam que a zona afetada é de 10 vezes a profundidade de indentação
(Davis, 2003). A indentação máxima nas amostras de tubos foi de 8 mm,
gerando uma zona afetada de 80 mm para cada lado (10 vezes a deformação
imposta), mas ainda menor que os 91 mm disponíveis nos corpos de prova do
tubo.
85
A velocidade que o punção indentador comprimia a amostra de tubo
seguiu o trabalho teórico-experimental de (Becker, 2005), sendo constante a
2 mm/min, tanto para carregamento como descarregamento.
A Tabela 4.3 apresenta as dimensões médias dos corpos de prova antes
da realização do ensaio.
Tabela 4.3. Dimensões médias das amostras para o ensaio de indentação na base de 120°.
Amostra D
0
(mm) D
0
/t
N4 15,77 38,46
N5
15,77
38,46
N6 15,75 39,42
E5 16,31 44,08
E6 16,34 44,16
E7 16,28 44,00
P1 16,34 44,16
P2 16,32 44,11
P3 16,31 44,08
D2 16,25 43,92
D3 16,23 43,86
4.3.3. Ensaio de Indentação Sob Pressão Interna
Após os ensaios de indentação a pressão atmosférica, novos tubos de
cobre foram expansados e selados numa faixa de pressão 1,1723 - 1,3103
MPa (170 - 190 psig) com nitrogênio gasoso, esta que é máxima pressão de
trabalho do evaporador estudado na bancada de testes. As extremidades dos
corpos de prova foram conformadas mecanicamente, fazendo o fechamento
das amostras no formato esférico, diminuindo assim a concentração de tensões
nestes pontos. O cilindro de nitrogênio que efetuou a carga possuía um
manômetro calibrado que monitorava a pressão interna do tubo enquanto era
selado, garantindo a pressão de trabalho especificada.
86
O ensaio no tubo com pressão interna possui um comprimento maior do
que o tubo aberto a atmosfera (Figura 4.35), motivo este é a selagem do corpo
de prova que emprega conformação mecânica e o processo de brasagem,
necessitando de maior área para que o tubo não encruasse ou fosse recozido
pelo calor empregado, alterando as propriedades mecânicas na região a ser
ensaiada.
Figura 4.35. Tubo de cobre pressurizado a 1310,0 kPa (190 psig).
87
5. RESULTADOS E DISCUSSÕES
A Figura 5.1 mostra o fluxograma de apresentação dos resultados do
trabalho.
Figura 5.1.Fluxograma de apresentação dos resultados.
88
5.1. Análises Metalográficas
5.1.1. Resultados dos Trocadores de Calor Comerciais
5.1.1.1. Análise Visual e Retirada de Amostras
A Figura 5.2 mostra o modelo de trocador de calor comercial que sofreu
danos em seu uso, o posicionamento do componente em uso é de mesma
forma como é visto na figura, indicando que o rechupe aconteceu na parte
inferior do trocador, perto da entrada de fluido refrigerante à baixa pressão.
Figura 5.2. Trocador de calor danificado em uso.
Para maior entendimento do caso, é mostrado em detalhe na Figura 5.3 o
tubo danificado. O amassamento das aletas não deve ser considerado como
89
defeito do componente, pois as aletas foram removidas intencionalmente para
poder analisar o dano no tubo.
Conforme relatado anteriormente, a ocorrência do rechupe se dá
preferencialmente nos tubos de entrada e saída dos trocadores de calor, região
sujeita às maiores variações de temperatura e pressão.
Figura 5.3. Área danificada do trocador de calor.
Após a inspeção visual no trocador de calor, foram cortadas as
extremidades do tubo danificado, removendo-o cuidadosamente para que não
amassasse na sua retirada. As Figuras 5.4 e 5.5 mostram em detalhe o tubo
que sofreu a maior contração volumétrica.
Figura 5.4. Tubo danificado.
90
Figura 5.5. Corte transversal do tubo danificado.
Pode-se verificar no tubo danificado que o mesmo não apresentava
vazamento, sem a presença de trincas na zona de contração, tratando-se
simplesmente de um defeito tipo rechupe, o que limitava a passagem do fluxo
de fluido refrigerante, prejudicando assim todo o sistema de refrigeração pela
baixa eficiência de energia.
5.1.1.2. Microscopia Óptica do Tubo Novo, Tubo Expandido
e do Tubo Danificado Comercialmente
Foram feitas análises microestruturais nos tubos de cobre com o intuito de
comparar o material dos três tubos: o tubo novo, tubo expandido e o tubo
danificado comercialmente.
Com a seqüência de polimento efetuada, as amostras foram atacadas e
secas, sendo posteriormente levadas ao microscópio óptico para análise de
sua estrutura. A amostra longitudinal do tubo novo de cobre levada ao
microscópio óptico como pode ser visto nas Figuras 5.6, 5.7 e 5.8, onde as
imagens possuem aumento de 200, 500 e 1000 vezes, respectivamente.
91
Figura 5.6. Amostra longitudinal do tubo novo, aumento de 200 vezes.
Figura 5.7. Amostra longitudinal do tubo novo, aumento de 500 vezes (região em destaque na
Figura 5.6).
Figura 5.8. Amostra longitudinal do tubo novo, aumento 1000 vezes (região em destaque na
Figura 5.7).
Maclas de
deformação
Porosidades
92
Pode-se observar nas imagens do tubo de cobre novo que ele possui
certo grau de encruamento nos seus grãos. Também são visualizadas
porosidades no material, apresentando tamanho médio de 10 µm. As
porosidades presentes em um material podem levar a concentrações e
amplificação de tensões nas proximidades destes defeitos, proporcionando um
acúmulo de discordâncias em contornos de grãos e defeitos cristalinos
Outro fato importante de ressaltar é a estrutura cúbica de face centrada
(CFC) do cobre, esta por sua vez possui alto grau de deformação, sendo
favorável a formação de maclas por recozimento ou encruamento (Hertzberg,
1996).
As maclas presentes no tubo novo podem ser vistas nas Figuras 5.6 à
5.8. Não se percebe a presença de uma textura predominante na seção
longitudinal do tubo novo, muito provavelmente em função do tratamento
térmico de recozimento após as etapas de conformação mecânica.
As Figuras 5.9, 5.10 e 5.11 apresentam respectivamente as imagens do
tubo transversal atacado com aumento de 200, 500 e 1000 vezes.
Figura 5.9. Amostra transversal do tubo novo, aumento de 200 vezes.
93
Figura 5.10. Amostra transversal do tubo novo, aumento de 500 vezes.
Figura 5.11. Amostra transversal do tubo novo, aumento de 1000 vezes (região em destaque
na Figura 5.10).
Para uma melhor compreensão da alteração da estrutura do tubo
durante a fabricação do trocador de calor, foram comparadas as Figuras 5.12 e
5.13 com as anteriores do tubo novo para tentar entender a ação pelo processo
de expansão no tubo. As imagens possuem aumento de 500 e 1000 vezes,
respectivamente.
94
Figura 5.12 – Amostra longitudinal do tubo expandido, aumento de 500 vezes.
Figura 5.13 – Amostra longitudinal do tubo expandido, aumento de 1000 vezes (região em
destaque na Figura 5.12).
Há uma grande dificuldade de polimento da amostra longitudinal do tubo
expandido, isto se deve ao fato do material ser muito dúctil, facilmente
susceptível a riscos na sua superfície. O alto grau de encruamento da
estrutura, também dificultou a revelação dos contornos de grão, sendo o
ataque ora excessivo, ora brando.
Na Figura 5.12 estão em destaque as maclas de deformação do
material, percebe-se ainda que elas possuem uma direção preferencial de
ocorrência conforme destaque.
Maclas de
deformação
95
O estudo no tubo expandido se deu também na sua seção transversal,
sendo as Figuras 5.14 e 5.15 imagens do tubo expandido na transversal, com
aumento de 500 e 1000 vezes, respectivamente.
Figura 5.14 – Amostra transversal do tubo expandido, aumento de 500 vezes.
Figura 5.15 – Amostra transversal do tubo expandido, aumento de 1000 vezes (região em
destaque na Figura 5.14).
Pode-se destacar a qualidade superior nas metalografias do tubo na
direção transversal do que na longitudinal, isto se deve a orientação granular
das amostras, que tem seu alinhamento preferencialmente na longitudinal do
tubo, mesmo sentido de expansão.
96
As imagens da seção longitudinal do tubo de cobre danificado
comercialmente são apresentadas Figuras 5.16 e 5.17, elas possuem aumento
de 500 e 1000 vezes, respectivamente.
Figura 5.16. Amostra longitudinal do tubo danificado comercialmente, aumento de 500 vezes.
Figura 5.17. Amostra longitudinal do tubo danificado comercialmente, aumento de 1000 vezes.
Também foram analisadas as imagens da seção transversal do tubo de
cobre danificado comercialmente, sendo apresentadas nas Figuras 5.18 e 5.19,
possuindo aumento de 500 e 1000 vezes, respectivamente.
97
Figura 5.18. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, aumento de 500 vezes.
Figura 5.19. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, aumento de 1000 vezes.
Com base nas Figuras 5.18 e 5.19, pode observar que o grau de
encruamento é maior nos tubos danificados do que nos tubos novos, isto pode
ser explicado, pelas deformações plásticas permanentes sofridas pelo tubo ao
longo da sua vida útil, implicando em uma maior quantidade de regiões
macladas no interior dos grãos cristalinos.
98
5.1.1.3. Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV)
As amostras dos tubos foram analisadas no microscópio eletrônico de
varredura (MEV), nos modos SE, BSE, e a utilização do EDS.
A imagem transversal do tubo de cobre novo com aumento de 2000
vezes é apresentada na Figura 5.20 no modo SE (elétrons secundários).
Figura 5.20. Amostra transversal do tubo novo, modo SE, aumento de 2000 vezes.
A Figura 5.20 mostra grãos maiores e menores, poligonais e com
contornos bem definidos. Também podem ser observadas as diferentes
direções dos grãos cristalográficos, realçados pelo maior ataque corrosivo
devido ao reagente químico em algumas regiões. O tamanho de grão da
amostra transversal do tubo novo varia em torno de 25 µm.
Um tamanho de grão pequeno produz muitos contornos e as
discordâncias podem mover-se apenas por uma curta distância antes de
encontrar outro contorno (Hertzberg, 1996). A Figura 5.21 mostra com aumento
de 4000 vezes, a amostra transversal do tubo de cobre novo.
99
Figura 5.21. Amostra transversal do tubo novo, modo SE, aumento de 4000 vezes (região em
destaque na Figura 5.20).
A mesma imagem transversal do tubo de cobre novo da Figura 5.21 é
evidenciada na Figura 5.22 no modo BSE (elétrons retroespalhados). A figura
abaixo mostra em detalhe as regiões preferenciais ao ataque químico.
Figura 5.22. Amostra transversal do tubo novo, modo BSE, aumento de 2000 vezes.
100
O ponto central de máximo deslocamento do tubo danificado
comercialmente é visto na Figura 5.23 na seção transversal do rechupe com
aumento de 2000 vezes no modo SE.
Figura 5.23. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo SE, aumento de
2000 vezes.
A Figura 5.24 mostra uma imagem da amostra transversal do tubo
danificado com aumento de 4000 vezes no modo SE.
Figura 5.24. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo SE, aumento 4000
vezes (região em destaque na Figura 5.23).
101
Na imagem da Figura 5.25 é apresentado um detalhe da amostra
transversal do tubo danificado comercialmente com aumento de 8000 vezes no
modo SE.
Figura 5.25. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo SE, aumento de
8000 vezes (região em destaque na Figura 5.24).
Nas imagens da Figura 5.26 e Figura 5.27 são apresentadas as amostras
transversais do tubo danificado comercialmente com aumento de 2000 e 4000
vezes no modo BSE, respectivamente.
Figura 5.26. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo BSE, aumento de
2000 vezes.
102
Figura 5.27. Amostra transversal do tubo danificado comercialmente, modo BSE, aumento de
4000 vezes (região em destaque na Figura 5.26).
O tamanho de grão da amostra transversal do tubo danificado
comercialmente varia em torno de 17 µm. Ao analisar as imagens do MEV,
observa-se uma leve tendência no refino de grão na seção analisada do tubo
danificado comercialmente, provavelmente devido ao processo de deformação
mecânica na fabricação de trocadores de calor e durante a formação do
defeito.
Foi realizada uma análise complementar da composição química do tubo
por dispersão de energia (EDS - Energy Dispersive Spectroscopy), onde os
picos no espectro identificam os elementos químicos presentes no material.
Conforme a Figura 5.28, o único elemento encontrado na análise é cobre,
podendo denominar este material de cobre eletrolítico, a figura demonstra que
amostra possui em sua constituição de elementos 100% cobre.
103
Figura 5.28. EDS dos elementos químicos no tubo de cobre.
Apesar da análise EDS não apresentar o elemento Fósforo como descrito
no laudo técnico do fabricante, sabe-se que a análise EDS do MEV não faz
uma análise quantitativa, e sim qualitativa, não tendo resolução suficiente para
detecção de traços de elementos em percentuais menores de 1% em peso
molecular. A análise de elementos de baixo número atômico é difícil, pois as
bandas na região de baixa energia têm grandes perdas por absorção na
amostra, portanto, na prática não são determinadas por microanálise eletrônica
(Dedavid, 2007).
Na Figura 5.29 podem ser vista as bandas de escorregamento em alguns
grãos cristalinos, estas que são diretamente relacionadas com o número de
carregamentos, crescendo com o aumento de tempo. As bandas vistas na
figura abaixo tendem a agrupar-se em pacotes ou estrias, efeito relacionado
com cargas cíclicas.
Deve-se salientar que não é vista a nucleação de fratura em planos de
escorregamento, também não é observada a formação de trincas nos
contornos de grãos.
104
Figura 5.29. Amostra longitunal do tubo danificado comercialmente, aumento de 2000 vezes.
O encruamento do cobre aumenta em muito o número de suas
discordâncias, o aumento da densidade de discordâncias torna maior a energia
de deformação do metal. Como a energia livre dos materiais encruados é maior
que a dos recozidos, eles podem amolecer espontaneamente. A maclação
mecânica está tornando-se cada vez mais importante para a explicação de
certas propriedades mecânicas de alguns metais. Quando um metal macla, o
reticulado interno à macla freqüentemente se realinha, com uma orientação
onde os planos de escorregamento se localizam mais favoravelmente com
relação à tensão aplicada. Sob certas condições, um metal fortemente maclado
pode ser mais facilmente deformado que um metal isento de maclas. No local
onde uma macla intercepta a superfície do cristal há sempre uma distorção ou
inclinação da superfície, que é produzida pela ação do cisalhamento associado
a formação da macla (Hertzberg, 1996).
Bandas de escorregamento
105
5.1.2. Resultados dos Evaporadores do Experimento
5.1.2.1. Análise Visual e Retirada de Amostras
Após a realização dos ensaios experimentais com a bancada de ensaio,
foram removidos os evaporadores e analisados individualmente conforme visto
nas Figuras 5.30 e 5.31.
(a)
(b)
Figura 5.30. Evaporadores danificados na bancada de testes: (a) evaporador 1; (b) evaporador
2.
106
(a)
(b)
(c)
Figura 5.31. Tubos danificados retirados do evaporador: (a) tubo 1; (b) tubo 2; (c) tubo 3.
5.1.2.2. Medição da Profundidade do Rechupe
Para uma boa caracterização do dano realizado no tubo, é correto medir
a altura da deformação geométrica do tubo e relacionar esta altura com o seu
diâmetro. A Figura 5.32 apresenta uma imagem da medição sendo realizada
para uma amostra de tubo indentado nos ensaios mecânicos.
107
Figura 5.32. Método de medição da profundidade do rechupe.
Na Tabela 5.1 é relacionado a profundidade do rechupe (δ
max
)
com seu
diâmetro externo (D
o
).
Tabela 5.1. Quantificação do rechupe para as amostras danificadas.
Amostra do Evaporador
δ
max
(mm) δ
max
/D
0
(%)
Tubo 1 10 ± 1 61
Tubo 2 14 ± 1 86
Tubo 3 14 ± 1 86
5.1.2.3. Microscopia Óptica dos Tubos Danificados
Na Figura 5.33 está a imagem da amostra longitudinal do tubo danificado
no primeiro evaporador danificado, ela possui uma ampliação de 100 vezes.
108
Figura 5.33 – Amostra longitudinal do tubo 1, aumento de 100 vezes.
As Figuras 5.34 e 5.35 evidenciam as amostras longitudinais do tubo
danificado no primeiro evaporador, com ampliações de 500 e 1000 vezes. O
tamanho médio dos grãos do tubo de cobre é de 15 – 20 µm, ficando dentro da
faixa especificada pela norma que é de menos de 40 µm.
Figura 5.34 – Amostra longitudinal do tubo 1, aumento de 500 vezes.
109
Figura 5.35 – Amostra longitudinal do tubo 1, aumento de 1000 vezes (região em destaque na
Figura 5.34).
Na Figura 5.36 pode ser visto a amostra transversal do tubo 1 na região
onde as duas paredes do tubo se encontram devido ao altíssimo grau de
deformação por rechupe do material. Pode-se perceber uma leve diferença de
coloração nos contornos de grãos, efeito explicado por o material ter diferentes
encruamentos, revelando mais uma estrutura do que a outra. Os grãos do tubo
de cobre aparentam ser menores na sua periferia devido à extrusão, facilitando
a recristalização.
Figura 5.36 – Amostra transversal do tubo 1, aumento de 100 vezes.
Na Figura 5.37 tem-se a amostra transversal do tubo danificado no
primeiro evaporador, com um detalhe para o ponto de inflexão do tubo na
110
região do rechupe, sendo possível perceber o alinhamento preferencial dos
grãos na parte interna do tubo.
Figura 5.37 – Amostra transversal do tubo 1, aumento de 200 vezes.
Percebem-se poucas porosidades na amostra do tubo do primeiro
evaporador, tanto para o corte longitudinal quanto transversal. Já para a
amostra do tubo do segundo evaporador, percebe-se maior quantidade de
porosidades na matriz de cobre.
Figura 5.38 – Amostra longitudinal do tubo 2, aumento de 100 vezes.
111
A Figura 5.39 evidencia os contornos de grão com um aumento de 500
vezes e suas porosidades.
Figura 5.39 – Amostra longitudinal do tubo 2, aumento de 500 vezes.
Na Figura 5.40 pode ser vista a amostra longitudinal do tubo 2 com um
vazio de aproximadamente 20 µm de diâmetro.
Figura 5.40 – Amostra longitudinal do tubo 2, aumento de 1000 vezes.
5.2. Instrumentação do Experimento
Neste tópico são apresentados e discutidos os resultados dos testes
experimentais para os ensaios realizados em bancada. Os testes foram feitos
no laboratório da Empresa SERRAFF, fabricante de trocadores de calor de
tubo aletado localizado na cidade de Arroio do Meio - RS.
112
5.2.1. Parâmetros Operacionais e de Controle
O regime de trabalho da bancada foi de funcionamento contínuo, não
desligando em nenhum momento, promovendo assim a situação mais crítica
possível no tubo do evaporador em menor tempo de ensaio. A temperatura
mínima média registrada foi de -34 °C na entrada do evaporador, sofrendo uma
mínima variação conforme a temperatura da sala onde foram realizados os
experimentos.
Após o acompanhamento das características do sistema de refrigeração,
obteve-se o tempo mínimo de 30 minutos para otimização do degelo,
considerando a capacidade do sistema. Com este valor é possível solidificar
completamente a água em volta do tubo ensaiado, havendo máxima pressão
externa no tubo pelo efeito da expansão do gelo.
O tempo de degelo necessário para fundir a camada solidificada em volta
do tubo ensaiado foi de aproximadamente 120 s no início do ensaio, sem a
formação do rechupe, sendo finalizado o degelo quando a temperatura do
sensor de saída do evaporador atingisse o valor de 35 °C. Na medida do
crescimento da formação do rechupe, foi aumentando este tempo, chegando
até 300 s no final dos experimentos. O incremento no tempo do ciclo de degelo
está diretamente relacionado com a severidade do rechupe do tubo, sendo que
este que causa a diminuição da vazão de fluido refrigerante aquecido,
resultando no prolongamento do ciclo de degelo.
As durações dos ensaios experimentais foram de 10 a 15 dias. Para o
ensaio que foi apresentado aquisição de dados, o tempo foi de 10 dias e 13
horas. A Figura 5.44 mostra a variação do espectro de pressão interna do
evaporador para o número exato de 506 ciclos de trabalho.
A aquisição de dados foi realizada utilizando um pequeno intervalo de
tempo, sendo ele de 5 s. Com esta freqüência de registro empregada no
experimento, foi possível monitorar as menores variações de pressão interna
no evaporador, gerando uma grande quantidade de informações.
É adotado a unidade em psig (pound square inch gauge), pois o
programa de aquisição de dados não dispunha de opção para o sistema de
unidade internacional (Pa).
113
Nas Figuras 5.41 à 5.43, pode ser visualizada a bancada experimental
em funcionamento com todos seus instrumentos necessários para controle e
monitoramento.
Figura 5.41. Bancada de testes em operação: vista frontal.
Na vista frontal do experimento é verificado o “manifold” utilizado para a
carga de fluido refrigerante e os instrumentos utilizados para o monitoramento
da pressão e temperatura. Na vista lateral do experimento pode ser visto o
compressor do sistema de refrigeração, ligações elétricas dos controladores e
o ventilador axial do condensador ao fundo. Na vista posterior são visualizados
os instrumentos de controle e monitoramento.
114
Figura 5.42. Bancada de testes vista lateral.
Figura 5.43. Bancada de testes vista posterior.
115
5.2.2. Avaliação da Pressão Interna (Sensor p1 e p2)
A variável mais significativa para o monitoramento do evaporador é a
pressão interna, sendo ela denominada a partir de agora neste trabalho de
variável primária. Na Figura 5.44 são apresentados resultados dos ensaios
para as tomadas de pressão de entrada e saída do evaporador, apresentando
o espectro de pressão e o aumento de perda de carga devido a gradual
formação do rechupe. A interrupção na tomada de dados apresentado na
Figura 5.44 foi proposital, com o objetivo de uma avaliação dimensional do
evaporador, não propiciando prejuízo no processo, nem na interpretação dos
dados, pois os mesmos seguem uma curva de tendência.
Os gráficos das Figuras 5.44, 5.45, 5.46, 5.47 e 5.48 estão sendo
representados pelas cores de azul e vermelho, sendo elas respectivamente a
pressão de entrada e saída para o ciclo normal de refrigeração. Já para o ciclo
reverso de degelo, o inverso ocorre, sendo azul para a pressão de descarga e
vermelho para admissão do evaporador.
As Figuras 5.45 e 5.46 ilustram em detalhe os ciclos reversos de degelo,
sendo eles representados por picos visíveis de pressão a cada 30 minutos.
Figura 5.44. Espectro de pressão interno do evaporador.
o Detalhe na Fig. 5.4
7
o Detalhe na Fig. 5.4
8
Detalhe na Fig. 5.46
Detalhe na Fig. 5.45
116
A Figura 5.45 apresenta em destaque o início de operação do ensaio, não
sendo percebido qualquer indício de deformação no tubo pois a perda de carga
é mínima (1 psig).
Conforme se observa na Figura 5.46, a pressão mínima de trabalho é de
12 psig para o ciclo de refrigeração, e máxima de 130 psig para o ciclo de
degelo do evaporador.
Figura 5.45. Espectro de pressão interno do evaporador no início do ensaio (gráfico da região
em destaque na Figura 5.44).
Observa-se na Figura 5.46 o início da formação do rechupe, sendo
considerado este momento quando a perda de carga no evaporador supera
2 psig no ciclo de degelo.
A Figura 5.47 apresenta uma grande perda de carga entre a entrada e
saída do evaporador, indicando uma acentuada deformação do tubo por
rechupe, propiciando uma estricção da vazão de fluido. A máxima perda de
carga foi no último momento antes da parada do compressor, apresentando
64 psig no ciclo normal de refrigeração e 23 psig no ciclo de degelo.
A diferença de perda de carga entre os ciclos de refrigeração e degelo é
devido a maior pressão no tubo do evaporador no ciclo reverso. O fenômeno
descrito acima é advindo do inglês denominando-se “Spring-back”, este
Pressão mínima de 12 psig
Pressão máxima de 130 psig
117
apresenta um retorno elástico da deformação, aliviando para a passagem de
fluido.
Figura 5.46. Espectro de pressão interno do evaporador no início da formação do rechupe
(gráfico da região em destaque na Figura 5.44).
Figura 5.47. Espectro de pressão interno do evaporador no final do ensaio (gráfico da região
em destaque na Figura 5.44).
Pressão máxima de 198 psig
Pressão máxima de 175 psig
Pressão mínima de 74 psig
Pressão mínima de 10 psig
Perda de carga de 4 psig
Perda de carga de 2 psig
118
De fato, em termos práticos, as pressões de entrada e saída do
evaporador influenciam diretamente todas as demais variáveis dependentes
como as temperaturas.
Percebe-se claramente na Figura 5.48 a gradual formação do rechupe,
sendo vista na forma de elevação da pressão de descarga no momento do
degelo em função da estricção total do tubo do evaporador, ocasionada por
uma anomalia na válvula reversora de ciclo, por a mesma trabalhar sob
diferencial de pressão. A evidência descrita acima se traduziu no bloqueio da
passagem de fluido refrigerante, levando a posterior quebra do compressor.
Figura 5.48. Espectro de pressão interno do evaporador durante a formação do rechupe
(gráfico da região em destaque na Figura 5.44).
5.2.3. Avaliação da Temperatura no Evaporador (Sensor T1 e T2)
Para uma correta interpretação das reais conseqüências da formação do
rechupe, estendeu-se o monitoramento à variável temperatura na entrada e
saída do evaporador em questão.
Pode-se perceber pelas temperaturas de entrada do evaporador que a
bancada de refrigeração perdeu eficiência a medida que houve o crescimento
do rechupe.
Detalhe para a comparação das curvas
119
A Figura 5.49 mostra as variações de temperatura na entrada e saída do
evaporador, verificando-se uma oscilação no valor das temperaturas mínimas.
Estas alterações são explicadas pelo aumento ou diminuição da carga térmica
da sala, onde nos dias frios atingiram-se as menores temperaturas.
Figura 5.49. Variação das temperaturas de entrada e saída no evaporador.
Na Figura 5.50 vemos a temperatura mínima registrada no ensaio de
-33,0 °C. O grau de super aquecimento do evaporador pode ser visto na Figura
5.50, apresentando uma variação de temperatura de 3,0 °C.
Na Figura 5.51 pode-se observar a linearidade nas temperaturas que
encerram o ciclo de degelo, tendo uma inércia de sistema muito pequena,
entrando rapidamente em regime. A grande capacidade da válvula reversora
ajuda para que o sistema faça inversões de ciclo em muito pouco tempo,
provocando elevadas tensões termomecânicas no evaporador.
Detalhe na Fig. 5.50
Detalhe na Fig. 5.51
Vazio
T = -33,0 °C
120
Figura 5.50. Variação das temperaturas de entrada e saída no evaporador no início do ensaio
(gráfico da região em destaque na Figura 5.49).
Figura 5.51. Variação das temperaturas de entrada e saída no evaporador durante o ensaio
(gráfico da região em destaque na Figura 5.49).
Detalhe na Fig. 5.52
Vazi
∆T de superaquecimento = 3,0 °C
121
Pode-se observar pela comparação das Figuras 5.50 e 5.52, o
incremento no tempo requerido para o ciclo de degelo, sendo a largura do pico
de degelo maior no final do ensaio, fato este novamente relacionado pela
gradual formação do rechupe.
Figura 5.52. Variação das temperaturas de entrada e saída no evaporador no final do ensaio
(gráfico da região em destaque na Figura 5.51).
5.2.4. Avaliação da Temperatura na Primeira Seção de Testes do
Evaporador (Sensor T1 e T4)
Sabe-se que as temperaturas envolvidas na primeira seção de testes
eram mais baixas em magnitude do que a segunda, isto porque é na primeira
seção de testes que se dá a entrada do fluido refrigerante.
Pode ser visto um incremento das temperaturas mínimas na primeira
seção de testes, fenômeno explicado pela perda de eficiência (Figura 5.53).
t = -21,7 °C
t =-23,3 °C
t =20,1 °C
t = 35,2 °C
122
Figura 5.53. Variação das temperaturas de entrada e saída na primeira seção de testes do
evaporador no final do ensaio.
5.2.5. Avaliação da Temperatura na Segunda Seção de Testes
(Sensor T6 e T2)
Como relatado acima, a segunda seção de testes possui maiores
temperaturas no tubo do evaporador, fato relacionado com o final do
evaporador para o ciclo de refrigeração ou ainda entrada do gás quente para o
ciclo de degelo (Figura 5.54).
t = 31,9 °C
t =20,4 °C
t = -23,6 °C
t =-25,6 °C
123
Figura 5.54. Variação das temperaturas de entrada e saída na segunda seção de testes do
evaporador no final do ensaio.
5.2.6. Avaliação da Temperatura da Camada de Gelo na Segunda
Seção de Testes do Evaporador (Sensor T7)
Fez-se o monitoramento da temperatura da camada de gelo envolta do
tubo estudado, o sensor de temperatura foi imerso nas ponteiras da camisa
conforme a Figura 4.27.
Pode-se perceber que durante o ensaio, a água envolta no tubo de
refrigeração analisado era solidificada pelo resfriamento do ciclo de
refrigeração. Já durante o ciclo de degelo a mesma passava pelo processo de
fusão. Os gráficos da temperatura do gelo externo ao tubo encamisado
permitiram comprovar através dos quatro gráficos seguintes que a temperatura
durante o degelo ficava acima de 0 °C, considerando-se assim que havia o
processo de expansão e contração pela troca de fase água-gelo e gelo-água,
promovendo tensões termomecânicas no tubo.
T = -24,8 °C
T =-22,2 °C
T = 35,2
T =43,8
124
Figura 5.55. Variação da temperatura da camada de gelo.
Figura 5.56. Variação da temperatura da camada de gelo no início do ensaio (gráfico da região
em destaque na Figura 5.55).
Detalhe na Fig. 5.56
Detalhe na Fig. 5.57
t = 2,2 °C
Patamar de solidificação
125
Na Figura 5.57 pode ser visto a ascendência da temperatura da água que
envolvia o tubo ensaiado, fato explicado pela necessidade de maior tempo para
o fim de degelo, ocasionada pela redução da vazão de fluido refrigerante,
provocando uma elevação da temperatura da água.
Figura 5.57. Variação da temperatura do gelo durante o ensaio (gráfico da região em destaque
na Figura 5.55).
Um fato interessante da Figura 5.58, é o patamar de solidificação do gelo
localizado no resfriamento, ele apresenta um degrau de transformação de fase,
evento típico da água dos sistemas de abastecimento (água não propriamente
pura). É importante ressaltar que o patamar de solidificação visto no final do
ensaio, também se apresentava no início (Figura 5.56), porém com menor
intensidade devido a baixa temperatura de congelamento. O fenômeno descrito
acima está compreendido entre as faixas de temperatura de -1,0 e 1,0 °C.
Detalhe na Fig. 5.58
126
Figura 5.58. Variação da temperatura do gelo no final do ensaio (gráfico da região em destaque
na Figura 5.57).
5.2.7. Avaliação da Temperatura e Umidade da Câmara de Testes
(Sensor T3 e H1)
A Figura 5.59 mostra o gráfico da temperatura e umidade da câmara de
testes no início do ensaio, pode-se perceber que a medida que há o incremento
da temperatura no ciclo de degelo, também há o aumento de umidade, evento
facilmente explicado pela psicrometria.
Quando a umidade relativa da câmara de testes alcança o valor de 99,9 %,
o sensor do instrumento atinge seu ponto de saturação, perdendo suas
propriedades físicas relativas a sensibilidade e geração de sinal, deixando de
transmitir informações ao controlador, sendo percebida na Figura 5.60 como
uma linha vertical descendente.
Também pode ser visto maiores temperaturas na câmara devido a perda de
eficiência do evaporador, e como conseqüência maiores percentuais de
umidade no final do ensaio.
Patamar de solidificação
127
Figura 5.59. Variação da temperatura e umidade da câmara de testes no início do ensaio
(curva verde – temperatura; curva amarela – umidade).
Figura 5.60. Variação da temperatura e umidade da câmara de testes no final do ensaio (curva
verde – temperatura; curva amarela – umidade).
128
5.3. Ensaios Mecânicos
5.3.1. Ensaios de Tração
As propriedades mecânicas dos corpos de prova foram obtidas através
de ensaios de tração uniaxial, sob as diretrizes da norma ASTM E8M, estando
os resultados resumidos na Tabela 5.2. A tensão limite de escoamento (σ
e
) foi
determinada para o caso de n = 0,5% da deformação permanente, conforme
ASTM E8M para cobre e suas ligas (Garcia, 2000). O limite de resistência a
tração (σ
u
) é a máxima tensão que o tubo pode suportar. As siglas “N”, “E”, “D”,
correspondente respectivamente aos tubos novos, expandidos e danificado.
Tabela 5.2. Propriedades mecânicas médias das amostras, obtidas no ensaio de tração.
Amostra
D
0
(mm)
S
0
(mm
2
) σ
e
(MPa) σ
u
(MPa) Alongamento (%)
N1 15,77 19,8 95 ± 5 231 ± 4 40 ± 1
N2
15,85
19,8 92 ± 5 231 ± 4 43 ± 1
N3 15,80 19,8 87 ± 5 222 ± 4 33 ± 1
E1 16,36 19,8 182 ± 5 238 ± 4 37 ± 1
E2 16,29 19,8 180 ± 5 238 ± 4 42 ± 1
E3 16,36 19,8 175 ± 5 231 ± 4 36 ± 1
E4 16,32 19,8 175 ± 5 226 ± 4 21 ± 1
D1 16,28 19,8 143 ± 5 238 ± 4 33 ± 1
Na Figura 5.61 tem-se o gráfico tensão-deformação para o ensaio de
tração das amostras de tubo novo (N1, N2 e N3), sendo este ensaio realizado
até a ruptura final do tubo. Na Figura 5.62 tem-se o mesmo gráfico da Figura
5.61, porém com um detalhe para a região de regime elástico, sendo possível
determinar a tensão de escoamento do material através do gráfico tensão-
deformação.
129
0
50
100
150
200
250
0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45
Deformação Específica
Tensão (MPa)
Traç ão N1
Traç ão N2
Traç ão N3
Figura 5.61. Curva tensão-deformação obtidas no ensaio de tração de N1, N2 e N3.
0
20
40
60
80
100
120
0 0,002 0,004 0,006 0,008 0,01 0,012 0,014 0,016 0,018 0,02
Deformação Específica
Tensão (MPa)
Traç ão N1
Traç ão N2
Traç ão N3
Figura 5.62. Detalhe da curva tensão-deformação de N1, N2 e N3 (gráfico da região em
destaque na Figura 5.61).
Na Figura 5.63 tem-se o gráfico de tensão-deformação para o ensaio de
tração das amostras de tubos expandidos e danificado (E1, E2, E3, E4 e D1)
até a sua ruptura.
Detalhe na Fig. 5.62
130
0
50
100
150
200
250
0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45
Deformação Específica
T e nsão (MP a )
Traç ão E 1
Traç ão E 2
Traç ão E 3
Traç ão E 4
Traç ão D 1
Figura 5.63. Curva tensão-deformação obtidas no ensaio de tração de E1, E2, E3, E4 e D1.
Na Figura 5.64 apresenta-se o gráfico tensão-deformação com um
detalhe para a região de regime elástico, sendo possível assim determinar
através do gráfico sua tensão de escoamento, conforme descrito
anteriormente.
0
50
100
150
200
250
0,000 0,005 0,010 0,015 0,020 0,025 0,030 0,035 0,040 0,045 0,050
Deformação Específica
Tensão (MPa)
Traç ão E 1
Traç ão E 2
Traç ão E 3
Traç ão E 4
Traç ão D1
Figura 5.64. Detalhe da curva tensão-deformação de E1, E2, E3, E4 e D1 (gráfico da região em
destaque na Figura 5.63).
Detalhe na Fig. 5.64
131
Comparando os resultados da Tabela 5.2 com os dados fornecidos pelo
fabricante (Tabela 3.1), percebe-se uma pequena diferença nos valores do tubo
novo, mas que estão dentro dos padrões da norma. As duas outras condições
(tubo expandido e danificado), não são possíveis de comparação com o
fabricante, pois o material já havia sido solicitado mecanicamente.
Comparando os resultados dos ensaios entre si, nota-se uma grande
diferença no limite de escoamento do material para as amostras do tubo novo e
do tubo expandido.
Pode-se notar pelo gráfico do ensaio de tração que o tubo expandido
possui um grau de “encruamento” (aumento da densidade de discordâncias
devido ao trabalho a frio) maior do que o tubo novo, sendo diretamente
relacionado com a tensão de escoamento do material. A tensão de ruptura do
tubo novo é um pouco menor do que no expandido, pois seu encruamento é
em grande parte na direção radial, o que não acontece no tubo novo.
Quando o tubo novo é tracionado, seu encruamento preferencialmente
ocorre na direção uniaxial de ensaio, não ocorrendo de mesma forma para o
expandido. Este fenômeno resulta em função da interação entre discordâncias,
que impedem sua livre movimentação, necessitando assim uma energia cada
vez maior para que essa movimentação ocorra, e, conseqüentemente
deformação plástica, até o limite onde a fratura tem início (Garcia, 2000).
Pode ser visto na Figura 5.63 que o tubo danificado apresenta um limite
de escoamento menor que o tubo expandido, isto indica que as propriedades
mecânicas do tubo sofreram alteração, podendo se correlacionar as oscilações
cíclicas de pressão e temperatura com a estrutura do material.
Na Figura 5.65 pode ser visto uma amostra de tubo submetida ao ensaio
de tração, assim como o alongamento sofrido pelo mesmo no comparativo com
a amostra de tubo novo. Todas as rupturas da amostra ocorreram dentro da
área útil do corpo de prova, afastada das regiões onde a garra faz a pressão
para empunhadura do tubo.
132
Figura 5.65. Corpo de prova rompido após o ensaio de tração e corpo de prova original.
5.3.2. Ensaios de Indentação Base 120°
Na Figura 5.66 é possível visualizar a máquina de ensaio de indentação
com a base de suporte e o tubo de cobre sendo ensaiado. O punção
indentador esférico está conectado diretamente a célula de carga, realizando a
compressão na direção radial do tubo, sendo possível adquirir uma curva força
aplicada versus deslocamento do punção indentador.
Figura 5.66. Ensaio de indentação do corpo de prova na base de 120°.
Na Figura 5.67 é mostrado em detalhe a deformação na amostra de tubo.
133
Figura 5.67. Contato entre o punção indentador e a amostra do tubo.
Após a realização de ensaios preliminares, optou-se pela base de suporte
de 120° por ter um resultado mais confiável devido ao atrito reduzido nas
bordas de ataque.
Os ensaios de indentação foram desenvolvidos com controle máximo de
deslocamento e força. Assim tem-se a garantia que no ensaio não se
ultrapassará a força máxima da célula de carga, ou que o punção indentador
abalroará a base de ensaio, danificando todo o equipamento.
As curvas do ensaio de indentação são constituídas de duas etapas: uma
etapa de carregamento do tubo, promovendo o aumento da força até valor
máximo prescrito, e a outra de descarregamento, quando o punção indentador
é removido com a mesma velocidade na indentação, sendo possível monitorar
o retorno elástico do tubo.
Na Figura 5.68 tem-se o ensaio de indentação do tubo novo na base de
120°, onde pode-se perceber uma boa precisão na comparação entre as três
amostras. É visto que o fim do ensaio foi limitado pelo máximo deslocamento
programado, não atingindo a máxima força da célula de carga. Percebe-se uma
semelhança na proporção da forma geométrica das curvas do ensaio de
134
indentação com os trabalhos de (Pinheiro, 2006; Ávila, 2007; Ifletel, 2005;
Blachut, 2007). O retorno elástico do tubo de cobre é muito pequeno quando
comparado a estes trabalhos, isto porque a parede do tubo é muito fina e o
material possui alta tenacidade.
Figura 5.68. Força versus deslocamento do punção indentador para as amostras N4, N5 e N6.
A Figura 5.69 mostra o ensaio do tubo expandido, onde a carga máxima
foi muito próxima ao limite da célula de carga.
Figura 5.69. Força versus deslocamento do punção indentador para as amostras E5, E6 e E7.
135
Na Figura 5.71 tem-se o ensaio de indentação do tubo pressurizado,
podendo ser visto uma diferença no deslocamento máximo da curva. Isto é
explicado pelo provável diferença de pressão existente no interior dos tubos.
Um fato possível de se considerar, é que no processo utilizado para
pressurização, não há completa estanqueidade do tubo até o momento da
selagem por brasagem. Sabe-se que o processo utilizado de amassamento do
tubo capilar para fechamento no momento da pressurização, é um processo
manual e propício a pequenas fugas do nitrogênio. A Figura 5.70 mostra a
indentação do tubo pressurizado na máquina de ensaios universal.
Figura 5.70. Tubo de cobre pressurizado ao final do ensaio.
Figura 5.71. Força versus deslocamento do punção indentador para as amostras P1, P2 e P3.
136
Pode ser visto na Figura 5.72 que o ensaio de indentação do tubo
danificado apresentava uma pequena redução da força necessária a
deformação, quando comparado com o tubo expandido. Esta redução na força
indica que as propriedades mecânicas do material sofreram alteração devido
às oscilações cíclicas de pressão e temperatura.
Figura 5.72. Força versus deslocamento do punção indentador para as amostras D2 e D3.
Foi montado um gráfico com todas as curvas de ensaio de indentação na
base de 120° para comparação entre elas, podendo ser visto o mesmo na
Figura 5.73.
Para uma melhor compreensão das forças envolvidas, foi feito um novo
gráfico baseado na Figura 5.73, porém com um detalhe para o início da
deformação plástica de algumas curvas de maior interesse (Figura 5.74).
137
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5
Deformação (mm)
Força (N)
N4 N5 N6 E 5 E 6 E 7 P 1 P 2 P 3 D 2 D 3
Figura 5.73. Força versus deslocamento do punção indentador para as amostras N4, N5, N6,
E5, E6, E7, P1, P2, P3, D2 e D3.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
Deslocamento (mm)
Força (N)
E 7
P 1
D 1
D 2
Figura 5.74. Detalhe do gráfico da Figura 5.73 para as amostras E7, P1, D1 e D2.
138
Foi realizado um ensaio extra de indentação a título de ilustração das
propriedades mecânicas da curva do evaporador. Na Figura 5.75 é possível
visualizar o punção indentador penetrando com sua ponta esférica na curva do
tubo. Ainda é visto que a curva do tubo possuía estrias residuais do processo
de dobra, caracterizando o material por seu alto grau de encruamento.
Figura 5.75. Ensaio da curva do tubo de cobre.
Conforme observação do gráfico da Figura 5.76, pode-se notar um alto
grau de encruamento do material, bem como um elevado retorno elástico por o
material não conseguir absorver mais energia. Devido ao encruamento da
curva, é necessária uma força maior para a mesma deformação do material.
Finalmente é construída a Tabela 5.3 relacionando a profundidade do
rechupe (δ
r
) com seu diâmetro. O deslocamento máximo (δ
max
) é dado em
milímetros e a força máxima (F
max
) em Newton.
Estrias residuais
139
Figura 5.76. Força versus deslocamento do punção indentador para a amostra C1.
Tabela 5.3. Resultados do ensaio de indentação para a base de 120°.
Amostra
δ
max
(mm)
F
max
(N)
δ
r
(mm) δ
r
/ δ
max
(%)
N4 8,0 315,8 7,40 92,5
N5 8,0 319,2 7,60 95,0
N6 8,0 337,7 7,38 92,3
E5 8,0 471,7 7,11 88,8
E6 8,0 486,2 7,12 89,0
E7 8,0 470,3 7,14 89,3
P1 4,9 490,7 3,9 79,0
P2 5,5 491,0 4,5 82,5
P3 4,5 491,0 3,7 82,2
D2 8,0 406,1 7,15 89,3
D3 8,0 445,0 7,26 90,8
C1 2,6 490,2 1,21 46,5
140
Conforme a Tabela 5.3, é visto que o menor retorno elástico ocorreu
para os tubos novos, fato facilmente explicado por ser um material recozido,
absorvendo quase toda energia de deformação na forma de encruamento.
O tubo expandido apresentou uma força necessária média de 46,8 %
maior que o tubo novo para que houvesse o máximo deslocamento
programado de 8,0 mm. O retorno elástico no tubo expandido também foi
maior, enquanto que para o tubo novo a média de retorno elástico foi de 6,7%,
no tubo expandido foi de 11,0 %, havendo um incremento no retorno elástico
de 64,2 % na comparação.
As amostras do tubo pressurizado também apresentaram resultados
relevantes para o estudo, percebe-se para o tubo pressurizado que seu
deslocamento máximo ficou abaixo dos 8,0 mm. O retorno elástico médio do
tubo pressurizado é 18,8%, sendo este superior ao tubo expandido o qual
apresentava as mesmas características mecânicas, porém não pressurizado
internamente (retorno elástico do tubo pressurizado é 70,9% maior que o tubo
expandido).
Os resultados para a curva do evaporador mostraram que ela apresenta
um alto grau de encruamento, este advindo do processo de dobra. Por a curva
do evaporador estar altamente encruada, seu deslocamento máximo foi muito
pequeno (2,1 mm), e seu retorno elástico foi muito elevado (53,5 %). A
possibilidade de ocorrência de rechupe nas curvas é mínima, é previsível que
os tubos sofram deformações por rechupe muito antes das curvas. É possível
confirmar a afirmação acima pelo histórico técnico-comercial de fabricantes de
trocadores de calor, não sendo relatado até o presente momento nenhuma
falha de equipamento por rechupe nas curvas, somente em tubos.
141
6. CONCLUSÕES
As principais realizações e resultados deste trabalho são listados a
seguir:
•
Nas metalografias foi possível verificar as porosidades existentes no
tubo de cobre, maclas de recozimento e de trabalho mecânico. A estrutura do
cobre indica que não há trincas no material, apenas deformação plástica;
•
Pelos resultados das metalográfias e dos ensaios de tração, pode-se
concluir que o tubo de cobre fosforoso encontra-se perfeitamente de acordo
com as especificações da norma ASTM B68;
•
Nos ensaios de tração foi possível determinar a tensão limite de
escoamento e de ruptura, comparando com os valores especificados pelo
fabricante. Também foi possível verificar a alteração das propriedades
mecânicas do tubo danificado pela redução de sua tensão de escoamento e de
ruptura, tanto no ensaio de tração como de indentação;
•
Com os ensaios de indentação foi possível avaliar a resistência do
material à aplicação de um indentador esférico normal ao tubo. Ainda foi
possível verificar as diferentes respostas do material à aplicação de carga, para
cada estado de processamento mecânico (novo, expandido e danificado). O
ensaio de indentação mostrou que o fato do tubo de cobre estar pressurizado
apresenta uma grande influência na criação do rechupe, sendo ele de menor
intensidade. As curvas dos evaporadores estão menos sujeitas a formação do
rechupe que os tubos, possuindo alto grau de encruamento devido ao seu
processo mecânico de fabricação;
142
•
A espessura da camada de gelo possui grande influência na deformação
tipo rechupe, pois sem ela não haverá a formação do defeito. Pode-se concluir
que o rechupe em tubos de cobre possui uma ocorrência lenta e gradual,
sendo sua intensidade diretamente relacionada com a severidade dos ciclos de
pressão e temperatura;
•
O sistema experimental de bancada montado demonstrou-se confiável e
funcional, deformando o tubo de cobre com a ação de ciclos termomecânicos,
contemplando um sistema de refrigeração. A instrumentação do experimento
possibilitou a avaliação dos parâmetros empregados no evaporador que
levaram ao defeito tipo rechupe do tubo, indicando o início do defeito. O
monitoramento do evaporador com transdutores de pressão pode ser
incorporado a todos os equipamentos de grande porte, sendo possível predizer
a vida útil e realizar manutenções preditivas no mesmo;
•
A perda de carga no evaporador pode ser observada pelas oscilações
das pressões de entrada e saída do trocador de calor, influenciando
diretamente as temperaturas do sistema, o que retrata uma acentuada perda
de eficiência. A ocorrência do rechupe está sempre localizada próxima a
entrada do fluido refrigerante. A redução da tensão de escoamento e de ruptura
no tubo danificado está diretamente relacionada variações cíclicas de pressão
e temperatura do sistema;
•
A correlação entre a má prática operacional, a ausência de ciclos
periódicos de degelo, a ocorrência de ciclos termomecânicos e conseqüente
alteração das propriedades mecânicas dos tubos, induz a uma implementação
de recomendações no manual dos fabricantes dos sistemas de refrigeração,
objetivando aumento da vida útil dos evaporadores;
•
Sugere-se ainda a realização de novos testes na bancada para a criação
de uma norma para controle da espessura da camada de gelo, de forma a
evitar o dano no equipamento de refrigeração, oferecendo não somente
prejuízos financeiros com as máquinas, mas sim como por exemplo o estrago
de alimentos dentro uma câmara de refrigeração.
143
7. PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS
•
Instrumentação do tubo de cobre utilizando extensômetros para
avaliação da formação do rechupe no simulador desenvolvido;
•
Ensaios no simulador considerando a formação natural da camada de
gelo com diferentes espessuras;
•
Realização de ensaios mecânicos envolvendo solicitações cíclicas de
temperatura e pressão;
•
Estudo detalhado de modelos computacionais utilizados em sistemas
termo-fluido-dinâmicos.
144
8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ABNT NBR 14666 – Sistema de Refrigeração com Gás R134a -
Determinação do Resíduo Interno - Método de Ensaio. Associação
Brasileira de Normas Técnicas, 2001.
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150
ANEXOS
A.1 - Ensaios de Indentação na Base 90°
Na Figura A.1 pode ser visto o ensaio de indentação do tubo de cobre na
base de 90°.
Figura A.1. Ensaio de indentação do corpo de prova na base de 90°.
A Tabela A.1 mostra as dimensões médias das amostras para o ensaio
de indentação na base de 90°.
A Figura A.2 mostra uma analogia entre as curvas, podendo considerar
que a metodologia de ensaio de indentação possui um bom grau de exatidão
nos resultados, o que comprova a repetibilidade dos ensaios. As siglas “N”, “E”,
151
“P”, correspondente respectivamente aos tubos novos, expandidos e
pressurizado.
Tabela A.1. Dimensões médias das amostras para o ensaio de indentação na base de 90°.
Amostra D
0
(mm) D
0
/t
N7 15,72 38,34
N8
15,77 38,46
N9 15,70 38,29
E8 16,35 44,19
E9 16,33 44,14
E10 16,34 44,16
P4 16,31 44,08
Figura A.2. Força versus deslocamento do punção indentador para as amostras N7, N8 e N9.
A Figura A.3 mostra a diferença nas curvas entre os ensaios do tubo
expandido e pressurizado, sendo percebida grande influência da pressão
interna no tubo pela deformação, podendo-se dizer que o rechupe está
diretamente relacionado com as condições operacionais do equipamento de
refrigeração.
152
Figura A.3. Força versus deslocamento do punção indentador para as amostras E8, E9, E10 e
P4.
Conforme a Tabela A.2, pode-se verificar uma grande diferença nos
resultados entre as bases de 90° e 120°, efeito ocasionado pelo atrito do tubo
com as bordas da base de 90°.
Tabela A.2. Resultados do ensaio de indentação para a base de 90°.
Amostra
δ
max
(mm)
F
max
(N)
δ
r
(mm) δ
r
/ δ
max
(%)
N7 8,0 416,9 7,5 93,8
N8 8,0 445,0 7,6 95,0
N9 8,0 444,7 7,6 95,0
E8 6,0 490,7 5,4 90,0
E9 5,9 490,5 5,3 89,8
E10 6,4 490,8 5,8 89,3
P4 4,4 491,0 3,7 90,6
Comparando-se o δ
max
das amostra na base de 90° e 120°, verifica-se
que a profundidade máxima para o tubo expandido mostrou uma grande
153
diferença para cada abertura de base, fato este novamente relacionado com o
atrito lateral.
A força necessária para a deformação dos 8,0 mm no tubo novo, foi em
média 34,3 % maior em magnitude na base de 90° do que na 120°, fato
também relacionado com o atrito da base.
Após a interpretação dos resultados, decidiu-se somente por utilizar a
base de 120° por apresentar resultados mais coerentes com a deformação do
tubo, não se considerando a variável atrito da base de 90° que é predominante
sobre a de 120°.
154
APÊNDICE
B.1 - Considerações para a Modelagem Matemática
Para a realização das simulações no pacote comercial
SolidWorks/COSMOSWorks, iniciou-se pela criação do modelo, na Figura B.1
pode ser visto o modelo tridimensional.
Figura B.1. Modelo tridimensional.
O tubo de cobre foi modelado com o uso do elemento sólido. O punção
indentador foi idealizado como um sólido esférico rígido. Após a definição da
forma física a ser utilizada, colocou-se as restrições no modelo semelhante a
que se tem no ensaio mecânico de indentação, sendo ela duas linhas na base
inferior com uma abertura no ângulo de 120°, na Figura B.5 está exemplificado
as restrições e cargas do modelo.
O critério linear-elástico foi adotado para a simulação, devido a sua
análise estar restrita somente dentro do campo elástico. Para a execução das
análises, adotou-se a condição de totalmente elástico para o tubo de cobre,
155
visto que o interesse de estudo encontra-se dentro do campo elástico,
inserindo-se as propriedades do material (Figura B.2). O coeficiente de Poisson
considerado para a simulação foi de 0,34, sendo este valor fornecido pelo
fabricante do tubo.
O módulo de elasticidade do material foi determinado através do ensaio
de tração, sendo este um valor aproximado da tangente da curva no regime
linear, o cálculo utilizado para determinação do módulo de elasticidade é:
ε
σ
∆
∆
=E
(B.1)
Figura B.2. Definição das propriedades do material no programa SolidWorks
®
.
O método escolhido para incremento das interações foi o de Newton-
Raphson, este que é mais simples que o método de Newton-Raphson
modificado, possuindo alta convergência, sendo sua taxa de convergência
quadrática. O solver escolhido para as simulações foi o FFEPlus, pois o mesmo
apresenta boa convergência para problemas lineares, e soluções mais rápidas.
156
O deslocamento aplicado ao punção indentador foi realizado
empregando-se uma força na direção do tubo, restringindo os outros
movimentos de rotação e translação.
A definição do contato entre o punção indentador e tubo de cobre foi de
“bonded contact” (Figura B.3). Foi admitido que o carregamento do punção
indentador fosse transmitido através de um nó. O carregamento do tubo de
cobre é admitido através de uma superfície. Não foi considerado o coeficiente
de atrito entre o punção indentador e tubo, seguindo-se o trabalho de Brooker
(2004). Moffat (2005) também realizou simulações de indentação utilizando
coeficientes de atrito entre 0 e 1,2, sendo relatado pelo o autor, pequena
alteração nos resultados na comparação dos valores, incorporando-se assim o
valor de 0,35 como coeficiente de atrito para seu trabalho.
Figura B.3. Definição do contato entre o punção indentador e o tubo de cobre no SolidWorks
®
.
A criação da malha computacional é o último passo antes da execução
da análise, evitando-se que alguma alteração realizada no processo possa
gerar um erro no programa. A malha computacional pode ser controlada,
definindo-se o tamanho máximo do elemento (Figura B.4). Na Figura B.5 pode
ser visto a malha computacional criada para o corpo de prova.
157
Figura B.4. Definição do tamanho máximo de cada elemento na malha computacional.
Figura B.5. Malha computacional criada para a simulação do corpo de prova.
Por último é a execução da simulação, visualização e interpretação dos
resultados. Por trabalhar com uma ferramenta comercial já desenvolvida, tem-
se uma facilidade no desenvolvimento das atividades, mas deve-se ter o
158
cuidado para não incorrer a erros na entrada dos parâmetros e confundir
resultados confiáveis com ilustrações gráficas bonitas, porém errôneas.
B.2 - Resultados da Simulação Numérica
Este tópico apresenta os resultados da simulação de indentação com o
uso de elementos sólidos. As simulações numéricas de indentação foram
realizadas utilizando um valor de carga de 60 N, visto que para este valor de
carga o material está restrito a zona elástica.
Na Figura B.6 é possível visualizar o deslocamento sofrido pelo tubo
expandido pela ação do punção indentador. A malha gerada para a simulação
do corpo de prova possuía 36304 nós e 18618 elementos.
O módulo de elasticidade utilizado para as simulações foi de 18 GPa,
sendo o mesmo obtido pela média do ensaio de tração dos corpos de prova
expandidos.
Figura B.6. Simulação do deslocamento sofrido pelo tubo expandido submetido a uma carga de
indentação de 60 N.
159
Figura B.7. Simulação da tensão suportada pelo tubo expandido submetido a uma carga de
indentação de 60 N.
De acordo com a Figura B.7, os pontos de maior concentração de
tensão são no centro do tubo (região em contato com o punção indentador) e
nas bordas de inflexões laterais.
A tensão máxima suportada pelo tubo expandido foi de 89,12 MPa,
conforme a Figura B.7 da simulação de indentação, valor este que se situa
dentro do campo elástico.
Novas simulações foram realizadas considerando o efeito da pressão
interna, sendo possível visualizar o deslocamento sofrido pelo tubo
pressurizado a 1310,0 kPa (190 psig), pela ação do punção indentador (Figura
B.8). A malha gerada para a simulação do corpo de prova possuía 36304 nós e
18618 elementos.
160
Figura B.8. Simulação do deslocamento sofrido pelo tubo pressurizado com 1310,0 kPa (190
psig), submetido a uma carga de indentação de 60 N.
Na Figura B.9 pode ser visto a tensão suportada pelo tubo pressurizado
submetido à indentação de 60 N pelo punção.
Figura B.9. Simulação da tensão suportada pelo tubo pressurizado com 1310,0 kPa (190 psig),
submetido a uma carga de indentação de 60 N.
161
A máxima tensão suportada pelo tubo pressurizado de acordo com a
Figura B.9 foi de 99,43 MPa, ficando abaixo da tensão de escoamento do
material para a simulação de indentação pressurizada.
No gráfico da Figura B.10, são mostrados os valores do deslocamento
sofrido pelo tubo de cobre em função de força aplicada, a deformação foi
considerada no centro da peça.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Deslocamento (mm)
Força (N)
E 7
P 1
E xpa ndido
P res s urizado
Figura B.10. Comparação dos resultados dos ensaios de indentação com o simulado.
Observa-se uma coerência nos resultados da Figura B.10, sendo visto
um incremento na força para o tubo pressurizado em relação ao tubo
expandido, pois a ação de uma força normal na superfície interna é uma
restrição para o indentador. O software comercial apresentou uma boa
concordância com os resultados experimentais no regime elástico, validando
esta ferramenta computacional para utilização na simulação.
162
B.3 - Projeto Completo do Condensador
163
B.4 - Projeto Completo do Evaporador
164
B.5 - Especificação, Descrição e Incerteza dos Instrumentos do
Sistema de Medição
As especificações técnicas foram retiradas dos catálogos dos
controladores, e podem ser vistas na Tabela B.1, B.2 e B.3.
•
Medição de Temperatura:
Tabela B.1 – Especificações técnicas do controlador de temperatura.
Alimentação 115/230 Vac ±10% (50/60 Hz)
Temperatura de controle -50 a 75 °C
Resolução 0.1 °C entre -10 e 75.0 °C
Corrente máxima de saída 5 A / 250 Vac - 1/8 HP
Dimensões 71 x 28 x 71
Temperatura de operação 0 a 50 °C
Umidade de operação 10% a 90% UR (sem condensação)
•
Medição de Pressão:
Tabela B.2 – Especificações técnicas do controlador de pressão.
Alimentação
12 Vdc (com fonte de alimentação
externa de 127/220 Vac ±10% (50/60
Hz)
Pressão de controle 0 a 3447,4 kPa (0 a 500 psig)
Resolução 6,9 kPa (1 psig)
Corrente máxima de saída 5 A / 250 Vac - 1/8 HP
Dimensões 71 x 28 x 71
Temperatura de operação 0 a 50 °C
Temp. de operação do transdutor
-40 a 125 °C
Umidade de operação 10% a 90% UR (sem condensação)
165
•
Medição de Temperatura e Umidade:
Tabela B.3 – Especificações técnicas do controlador de temperatura e umidade.
Alimentação 115/230 Vac ±10% (50/60 Hz)
Temperatura de controle -10 a 70 °C
Resolução da temperatura 0.1 °C
Umidade de controle 20 a 85% UR
Resolução da umidade 0,1% UR
Corrente máxima de saída 8 A / 250 Vac - 1/4 HP
Dimensões 71 x 28 x 71
Temperatura de operação 0 a 50 °C
Umidade de operação 10 a 90% UR (sem condensação)
166
B.6 - Certificado de Calibração da Máquina Universal de Ensaios
167
B.7 - Certificado de Calibração da Célula de Carga
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